UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS FACULDADE DE...

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA AGRÍCOLA

SOLO-CIMENTO REFORÇADO COM BAMBU:

CARACTERÍSTICAS FÍSICO- MECÂNICAS

WILZA GOMES REIS LOPES

CAMPINAS

SETEMBRO DE 2002

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA AGRÍCOLA

SOLO-CIMENTO REFORÇADO COM BAMBU:

CARACTERÍSTICAS FÍSICO- MECÂNICAS

Tese submetida à banca examinadora para

obtenção de título de Doutor em Engenharia

Agrícola na Área de Concentração em

Construções Rurais e Ambiência. WILZA GOMES REIS LOPES Orientador: Prof. Dr. Wesley Jorge Freire

CAMPINAS

SETEMBRO DE 2002

FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA DA ÁREA DE ENGENHARIA - BAE - UNICAMP

L881s

Lopes, Wilza Gomes Reis Solo-cimento reforçado com bambu: características físico-mecânicas. / Wilza Gomes Reis Lopes.--Campinas, SP: [s.n.], 2002. Orientador: Wesley Jorge Freire. Tese (Doutorado) - Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Agrícola. 1. Solo-cimento. 2. Bambu. 3. Materiais de construção. 4. Vigas. 5. Flexão (Engenharia civil). 6. Aderências. I. Freire, Wesley Jorge. II. Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de Engenharia Agrícola.. III. Título.

ii

À minha mãe, Neuza Gomes Barbosa Reis,

e ao meu pai, Wilson Barbosa Reis, in

memoriam, pelos sublimes princípios de

vida, de amor e de justiça, que sempre

orientaram minha caminhada.

DEDICO

A João Batista, meu esposo, e aos meus

filhos, Clarissa, Manoela e Leandro, pelo

apoio, compreensão, sensibilidade e carinho,

sobretudo nos momentos mais difíceis.

OFEREÇO

iii

Agradecimentos A Deus, pela força, luz, energia positiva e capacidade de lutar e de superar os obstáculos

surgidos nesta caminhada.

À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo - FAPESP, pela concessão de

bolsa de estudo e pelo apoio financeiro para execução da pesquisa.

Ao meu orientador, Professor Titular Wesley Jorge Freire, que mais que um mestre, mostrou-

se um bom amigo, sempre amável, disponível e incansável na prestação de ensinamentos e de

orientação segura e competente, minha eterna gratidão.

Ao Professor Adjunto Antonio Ludovico Beraldo, pela amizade, orientações e presteza no

atendimento, quando solicitado. Ao Professor Doutor Luiz Antonio Rossi pelo apoio, amizade

e pela convivência.

Ao Instituto Agronômico de Campinas, em especial ao pesquisador Anísio Azzini, pelo

material bibliográfico repassado e pelo fornecimento do bambu utilizado nesta pesquisa.

Ao Professor Doutor João Batista Lopes, da Universidade Federal do Piauí, pela análise

estatística dos dados deste trabalho.

Aos Professores Doutor Pedro Wellington Gonçalves do Nascimento Teixeira, da

Universidade Federal do Piauí, e Doutor Obede Borges Faria, da Universidade Estadual de

iv

São Paulo, pela ajuda na interpretação de alguns pontos importantes dos resultados deste

trabalho.

À companheira e amiga Martha del Carmem Mesa Valenciano, pelo indispensável apoio,

incansável colaboração e carinho, durante os mais diferentes momentos do curso.

À Gisleiva Cristina dos Santos Ferreira pelo carinho, amizade, e pela ajuda constante, eficiente

e imprescindível durante a realização dos vários ensaios, em todas as etapas deste trabalho.

Aos amigos do Laboratório de Ensaio de Materiais e Estruturas da Faculdade de Engenharia

Agrícola, que me acompanharam, ajudaram e incentivaram nesta jornada: Sandra Fernandes

Martins, Lia Lorena Pimentel, Lourdes Abbade, Flávia de Freitas Vieira, Anna Silvia Peixoto,

Mário Monteiro Rolim, Edilson Mestrine, Carlos Alberto Puccini, Régis de Castro Ferreira e

Eduardo Beira Fontaine

Às secretárias da Pós-graduação Ana Paula Montagner, Marta Vechi e Rosângela Gomes pelo

atendimento sempre eficiente, gentil e carinhoso.

Aos funcionários do Campo Experimental da Faculdade de Engenharia Agrícola, na pessoa de

Jurandi Fagundes de Carvalho, pela presteza no atendimento durante várias fases da pesquisa.

Aos técnicos do Laboratório de Protótipos Professor Chang Cheu-Shang: José Maria da Silva,

Luís Carlos dos Santos Silva, Roberto Carlos de Souza (Fubá) e Francisco Ferreira dos Santos

Filho, pela disponibilidade e ajuda, sempre que solicitados.

Aos técnicos do Laboratório de Estruturas da Faculdade de Engenharia Civil pela ajuda na

realização de ensaios.

A todos que direta ou indiretamente colaboraram para que este trabalho fosse realizado.....

Muito Obrigada.

Índice

v

ÍNDICE

PáginaDedicatória ii

Agradecimentos iii

Índice v

Lista de figuras viii

Lista de tabelas xvii

Resumo xx

Abstract xxii

1. INTRODUÇÃO 01

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 04

2.1. Bambu – características principais 04

2.2. Solo-cimento - características principais 21

2.3. Bambucreto - concreto reforçado com bambu 26

2.4. Solo-cimento reforçado com bambu 29

3. MATERIAIS E MÉTODOS 32

3.1. Materiais 32

3.1.1. Solo 32

3.1.2. Cimento 32

3.1.3. Bambu 32

3.1.4. Produtos Impermeabilizantes 33

Índice

vi

3.1.5. Outros materiais e equipamentos 33

3.2. Métodos 33

3.2.1. Coleta dos colmos de bambu 33

3.2.2. Tratamento profilático dos colmos de bambu 33

3.2.3. Ensaios de caracterização física aplicados ao solo 36

3.2.4. Ensaios aplicados ao solo-cimento 36

3.2.4.1. Ensaio de compactação do solo-cimento 36

3.2.4.2. Ensaio de compressão simples do solo-cimento 36

3.2.4.3. Ensaio de tração na compressão diametral 37

3.2.5. Ensaios de absorção de água e de variação dimensional aplicados ao

bambu

38

3.2.6. Ensaio de compressão simples do bambu 40

3.2.7. Ensaio de tração do bambu 43

3.2.8. Preparação das taliscas de bambu para uso na armação do solo-

cimento

49

3.2.9. Ensaio de pull-out ou arrancamento 50

3.2.10. Ensaio de push-out ou empuxamento 56

3.2.11. Ensaio de compressão simples de corpos-de-prova de solo-cimento

reforçados com bambu

60

3.2.12. Ensaio de tração na flexão de vigas de solo-cimento reforçadas com

bambu

65

4. RESULTADOS E DISCUSSÃO 73

4.1. Caracterização física do solo 73

4.1.1. Análise granulométrica 73

4.1.2. Determinação da massa específica 74

4.1.3. Limites de liquidez e de plasticidade 74

4.1.4. Classificação do solo 75

4.1.5. Ensaio de compactação do solo 76

4.2. Ensaios aplicados ao solo-cimento 78

4.2.1. Ensaio de compactação do solo-cimento 78

Índice

vii

4.2.2. Ensaio de compressão simples do solo-cimento 82

4.2.3. Massa específica aparente seca e grau de compactação 85

4.2.4. Ensaio de tração na compressão diametral do solo-cimento 88

4.2.5. Correlação entre a resistência à tração na compressão diametral e a

resistência à compressão simples

90

4.3. Ensaios aplicados ao bambu 91

4.3.1. Absorção e variação volumétrica 91

4.3.2. Ensaio de compressão simples do bambu 98

4.3.3. Ensaio de tração do bambu 102

4.3.4. Módulo de elasticidade em ensaio de tração do bambu 105

4.4. Ensaios aplicados ao solo-cimento reforçado com bambu 109

4.4.1. Ensaio de pull-out ou arrancamento 109

4.4.2. Ensaio de push-out ou empuxamento 115

4.4.3. Comprimento de ancoragem 118

4.4.4. Correlação entre as resistências de aderência de bambu em solo-

cimento, obtidas em ensaios de arrancamento e de empuxamento

118

4.4.5. Ensaio de compressão simples de solo-cimento reforçado com bambu 120

4.4.6. Ensaio de tração na flexão de vigas de solo-cimento sem reforço de

bambu

123

4.4.7. Módulo de elasticidade do solo-cimento 129

4.4.8. Cálculo dos esforços em vigas reforçadas com bambu 130

5. CONCLUSÕES 141

5.1. Solo-cimento 141

5.2. Bambu 141

5.3. Corpos-de-prova de solo-cimento reforçados com bambu 142

5.4. Vigas de solo-cimento reforçadas com bambu 142

5.5. Conclusões gerais 142

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 144

ANEXOS 155

Índice

viii

LISTA DE FIGURAS

Página

Figura 01 Área de maior ocorrência dos bambus 05

Figura 02 Aspectos da anatomia do bambu 07

Figura 03 Corte transversal do Dendrocalamus giganteus, mostrando os feixes vasculares

10

Figura 04 Corte transversal do Dendrocalamus giganteus 11

Figura 05 Corte transversal do Guadua angustifolia 11

Figura 06 Construções onde foram utilizados bambus, em Tiradentes/MG e Maracanaú/CE

16

Figura 07 Corpos-de-prova de bambu laminado colado para ensaios decompressão normal e paralela, tração paralela e normal, cisalhamento eflexão

20

Figura 08 Processo de corte dos colmos de bambu 34

Figura 09 Processo de lavagem em água fervente, dos colmos de bambu 34

Figura 10 Colmos de bambu em processo de secagem 34

Figura 11 Tratamento químico das peças de bambu 35

Figura 12 Detalhe do ensaio de compressão de corpo-de-prova de solo-cimento em Máquina Universal DINATEST

37

Figura 13 Detalhe de corpos-de-prova de solo-cimento com 10% de cimento, após o ensaio de compressão

37

Índice

ix

Figura 14 Detalhe do ensaio de tração na compressão diametral de corpos-de-prova de solo-cimento, executado em Máquina Universal DINATEST

38

Figura 15 Preparação dos corpos-de-prova, com as etapas de corte e lixamento 39

Figura 16 Etapas do ensaio de absorção, mostrando a aplicação de emulsão asfáltica, salpicadura com areia grossa e imersão em água

40

Figura 17 Preparação dos corpos-de-prova para o ensaio de compressão 41

Figura 18 Medição do corpo-de-prova para o ensaio de compressão 41

Figura 19 Prensa para ensaio de compressão axial SOILTEST INC 42

Figura 20 Ensaio de compressão simples de corpos-de-prova de bambu sem nó 43

Figura 21 Ensaio de compressão simples de corpos-de-prova de bambu com nó 43

Figura 22 Corte transversal das taliscas de bambu em serra circular 44

Figura 23 Uso da plaina para acerto das taliscas de bambu 44

Figura 24 Corpo-de-prova de bambu para ensaio de tração 44

Figura 25 Uso do esmeril para suavizar a curva em corpo-de-prova de bambu, destinado ao ensaio de tração.

47

Figura 26 Corpos-de-prova sem nó para ensaio de tração. 47

Figura 27 Corpos-de-prova com nó para ensaio de tração 47

Figura 28 Ensaio de tração de talisca de bambu em máquina universal DINATEST

48

Figura 29 Relógios comparadores em ensaio de tração do bambu 49

Figura 30 Ilustração do processo de confecção das taliscas de bambu usadas nos ensaios de solo-cimento reforçado com bambu, vendo-se o corte longitudinal, corte transversal e retificação das taliscas

51

Figura 31 Aplicação de emulsão asfáltica com auxílio de pincel 51

Figura 32 Envolvimento das taliscas, revestidas por asfalto, com areia grossa 51

Figura 33 Taliscas de bambu revestidas com asfalto e areia grossa 52

Índice

x

Figura 34 Processo de preparação dos corpos-de-prova para ensaio de arrancamento

52

Figura 35 Corpos-de-prova de solo-cimento em processo de cura na câmara úmida.

54

Figura 36 Desmoldagem dos corpos-de-prova de solo-cimento 54

Figura 37 Colocação dos relógios comparadores 54

Figura 38 Montagem do ensaio de arrancamento em máquina universal de ensaio DINATEST.

55

Figura 39 Esquema de aplicação de carga em ensaios de push-out 57

Figura 40 Aplicação da graxa e do papel em camadas 58

Figura 41 Taliscas de bambu sem tratamento, preparadas com graxa e papel 58

Figura 42 Fitas adesivas colocadas na base da fôrma 59

Figura 43 Compactação do corpo-de-prova, vendo-se o apoio para a fôrma 59

Figura 44 Ensaio de empuxamento ou push-out 60

Figura 45 Taliscas usadas para o ensaio de compressão 61

Figura 46 Gabarito para confecção dos estribos 61

Figura 47 Fixação do primeiro estribo nas quatro taliscas de bambu 62

Figura 48 Taliscas de bambu posicionadas no interior da fôrma 62

Figura 49 Processo de preparação dos corpos-de-prova para o ensaio de compressão, com a colocação da mistura de solo-cimento e compactação

62

Figura 50 Desmoldagem dos corpos-de-prova para o ensaio de compressão 63

Figura 51 Cura dos corpos-de-prova destinados ao ensaio de compressão 63

Figura 52 Ensaio de resistência à compressão em máquina hidráulica de compressão da EMIC

64

Figura 53 Fôrma metálica para viga de 10 x 15 x 50 cm³ 65

Figura 54 Fôrma metálica para viga de 20 x 10 x 50 cm³ 65

Índice

xi

Figura 55 Processo de preparação da mistura de solo-cimento 66

Figura 56 Pesagem do solo-cimento 67

Figura 57 Compactação do solo-cimento 67

Figura 58 Vigas de 10 x 15 cm x 50 cm³ com as taliscas de bambu já posicionadas

68

Figura 59 Vigas de 20 x 10 x 50 cm³ com as taliscas de bambu já posicionadas 68

Figura 60 Colocação de camada de solo-cimento, após posicionamento das taliscas de bambu

68

Figura 61 Processo de compactação do solo-cimento 68

Figura 62 Nivelamento da viga 69

Figura 63 Viga concluída 69

Figura 64 Pesagem da viga com fôrma 69

Figura 65 Viga ainda na fôrma na câmara úmida 69

Figura 66 Processo de desmoldagem das vigas 70

Figura 67 Vigas colocadas em câmara úmida, para o processo de cura 70

Figura 68 Pesagem da viga, com 28 dias de idade 70

Figura 69 Esquemas de aplicação de carregamento em um ponto para vigas de 10 x 15 x 50 cm3 e de 20 x 10 x 50 cm3

71

Figura 70 Esquema de aplicação de carregamento em dois pontos para vigas de 10 x 15 x 50 cm3

71

Figura 71 Ensaio de flexão de vigas de 10 x 15 x 50 cm³ e de 20 x 10 x 50 cm³ em máquina VERSA TESTER, da SOILTEST

72

Figura 72 Posicionamento e ajustagem do relógio comparador 72

Figura 73 Curva granulométrica do solo 73

Figura 74 Classificação trilinear do solo (Departamento de Agricultura dos Estados Unidos)

75

Figura 75 Curva obtida do ensaio de compactação com solo arenoso 76

Índice

xii

Figura 76 Exemplos de curvas obtidas em ensaios de compactação em relação à energia de compactação

78

Figura 77 Exemplos de curvas obtidas em ensaios de compactação em relação à distribuição das partículas do solo

78

Figura 78 Curvas de compactação normal de Proctor das misturas de solo-cimento para os teores de 6 e 8% de cimento, e solo sem aditivo

79

Figura 79 Curvas de compactação normal de Proctor das misturas de solo-cimento para os teores de 10, 12 e 14% de cimento, e solo sem aditivo

80

Figura 80 Variação da umidade ótima em relação ao teor de cimento 80

Figura 81 Variação da massa específica aparente seca máxima em função do teor de cimento

81

Figura 82 Resistência à compressão de corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento, em função do tempo de cura

83

Figura 83 Variação da resistência à compressão em relação ao teor de cimento, aos 7 e 28 dias

84

Figura 84 Valores do grau de compactação de corpos-de-prova ensaiados aos 7dias, para teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento

86

Figura 85 Valores do grau de compactação de corpos-de-prova ensaiados aos 28 dias, para teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento

86

Figura 86 Valores da relação entre a massa específica aparente seca máxima e a massa específica aparente seca de moldagem, de corpos-de-prova de solo-cimento ensaiados aos 7 dias, com teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento

87

Figura 87 Valores da relação entre a massa específica aparente seca máxima e a massa específica aparente seca de moldagem, de corpos-de-prova de solo-cimento ensaiados aos 28 dias, com os teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento

88

Figura 88 Resistência à tração na compressão diametral de corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 14% de cimento

89

Figura 89 Correlação entre as resistências à tração na compressão diametral e à compressão simples de corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 14% de cimento

91

Índice

xiii

Figura 90 Variação dimensional, na direção axial, considerando as regiões da base, meio e ponta de colmos de bambu

93

Figura 91 Variação dimensional, na direção tangencial, considerando as regiões da base, meio e ponta de colmos de bambu

94

Figura 92 Variação dimensional, na direção radial, considerando as regiões da base, meio e ponta de colmos de bambu

94

Figura 93 Variação volumétrica de corpos-de-prova de bambu tomados de diferentes regiões do colmo, em função do tipo de tratamento

96

Figura 94 Absorção de água em função das regiões da base, meio e ponta de colmos de bambu, para os dois tratamentos empregados

97

Figura 95 Resistência à compressão simples de corpos-de-prova de bambu, com nó e sem nó, tomados das regiões base, meio e ponta

99

Figura 96 Ensaio de compressão simples de corpos-de-prova de bambu 101

Figura 97 Detalhes dos corpos-de-prova de bambu após sua ruptura à compressão simples

101

Figura 98 Corpos-de-prova com nó e sem nó, após a aplicação do ensaio de tração

104

Figura 99 Curvas tensão x deformação em ensaio de tração de corpos-de-prova de bambu sem nó

104

Figura 100 Curvas tensão x deformação em ensaio de tração de corpos-de-prova de bambu com nó

105

Figura 101 Tensão de ruptura x deformação específica do ensaio de tração, para corpo-de-prova de bambu sem nó - amostra SN11

106

Figura 102 Tensão de ruptura x deformação específica do ensaio de tração, para corpos-de-prova de bambu sem nó - amostra SN2

107

Figura 103 Tensão de ruptura x deformação específica do ensaio de tração, para corpos-de-prova de bambu com nó - amostra CN15

107

Figura 104 Tensão de ruptura x deformação específica do ensaio de tração, para corpos-de-prova de bambu com nó - amostra CN17

108

Figura 105 Resistência ao arrancamento de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento, em ensaio de pull-out

110

Índice

xiv

Figura 106 Corpo-de-prova 30TE1, durante o ensaio de arrancamento, observando-se a fissura na direção longitudinal, antes e após a ruptura

111

Figura 107 Corpo-de-prova 30TE1, após a ruptura, observando-se na parte inferior o deslocamento sofrido pela talisca de bambu

111

Figura 108 Gráficos “tensão x deslocamento”, do ensaio de pull-out, com três repetições, para os tratamentos sem asfalto (TE) e com asfalto (AA), na profundidade de ancoragem de 10 cm

113

Figura 109 Gráficos “tensão x deslocamento”, do ensaio de pull-out, com três repetições, para os tratamentos sem asfalto (TE) e com asfalto (AA), na profundidade de ancoragem de 20 cm.

113

Figura 110 Gráficos “tensão x deslocamento”, para o ensaio de pull-out, com três repetições, para os tratamentos sem asfalto (TE) e com asfalto (AA), na profundidade de ancoragem de 30 cm.

114

Figura 111 Resistência ao empuxamento, em ensaio de push-out, de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento

115

Figura 112 Curvas tensão x deslocamento, do ensaio de push-out, com três repetições, para os tratamentos sem asfalto (TE), de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento

116

Figura 113 Curvas de tensão x deslocamento, do ensaio de push-out, com três repetições, para os tratamentos com asfalto (AA), de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento

117

Figura 114 Correlação entre os dados de aderência de taliscas de bambu engastadas em corpos-de-prova de solo-cimento, obtidos através de ensaios de empuxamento e de arrancamento

119

Figura 115 Resistência à compressão de corpos-de-prova de solo-cimento reforçados e não reforçados com bambu

120

Figura 116 Detalhes da aplicação do ensaio de compressão simples ao corpo-de-prova de solo-cimento reforçado com bambu, até a ruptura total do corpo-de-prova

122

Figura 117 Detalhe da talisca de bambu, depois de deformada, após a aplicação do ensaio de compressão simples

122

Figura 118 Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na flexão, com seis repetições, para as vigas de 10 x 15 x 50 cm3 com reforço de bambu e carregamento central

126

Índice

xv

Figura 119 Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na flexão, com três repetições, para as vigas de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, e carregamento central

126

Figura 120 Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na flexão, com seis repetições, para as vigas de 10 x 15 x 50 cm3, com reforço de bambu e carregamento em dois pontos

127

Figura 121 Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na flexão, com três repetições, para as vigas 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, e carregamento em dois pontos

127

Figura 122 Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na flexão, para as vigas de 20 x 10 x 50 cm3, ensaiadas com quatro repetições, com reforço de bambu e com carregamento central

128

Figura 123 Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na flexão, para as vigas de 20 x 10 x 50 cm3, ensaiadas com três repetições, sem reforço de bambu e com carregamento central

128

Figura 124 Seção transversal da viga de 10 x 15 x 50 cm3, de solo-cimento reforçada com bambu

130

Figura 125 Seção transversal da viga de 20 x 10 x 50 cm3, de solo-cimento reforçada com bambu

131

Figura 126 Ensaio à flexão da viga de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, mostrando o momento da colocação do relógio comparador

135

Figura 127 Ensaio à flexão da viga de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, mostrando a viga após colapso

135

Figura 128 Viga de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, rompida sob carregamento central

136

Figura 129 Seqüência de fotos de ensaio à flexão da viga de 10 x 15 x 50 cm3 com reforço de bambu, mostrando a viga após a ruptura

137

Figura 130 Seqüência de fotos do ensaio à flexão da viga B2P2, reforçada com bambu e carregada em dois pontos

138

Figura 131 Vigas 10 x 15 x 50 cm3, reforçadas com bambu e carregamento central, após a retirada do relógio comparador, percebendo-se a deformação no centro da viga

139

Índice

xvi

Figura 132 Detalhe da fissura bem no centro de viga de 10 x 15 x 50 cm3, reforçada com bambu e com carregamento central, submetida ao ensaio de tração na flexão

139

Figura 133 Seqüência de fotos do ensaio de flexão da viga B1P4 submetida a carregamento central, mostrando detalhe da fissura horizontal

140

Índice

xvii

LISTA DE TABELAS

Página

Tabela 01 Composição química do colmo de Bambusa vulgaris 07

Tabela 02 Distribuição percentual da ocorrência dos elementos anatômicos das espécies de bambu Phyllostachis viridis (PV) e Dendrocalamus giganteus (DG)

10

Tabela 03 Distribuição percentual das fibras ao longo do colmo e da posição em bambus D. giganteus e G. angustifolia

11

Tabela 04 Resistência média à tração (σt) e resistência média à compressão (σc) de corpos-de-prova de bambu com os respectivos coeficientes de variação (C.V.)

12

Tabela 05 Propriedades mecânicas do bambu D. giganteus 13

Tabela 06 Relação entre a resistência à tração e peso específico 14

Tabela 07 Relação entre a energia de produção por unidade de tensão. 15

Tabela 08 Resultados de ensaios de Dureza, Compressão, Tração, Cisalhamento e Flexão de peças de bambu laminado colado e bambu serrado (D. giganteus)

20

Tabela 09 Resultados médios referentes aos ensaios de resistência à compressão e de absorção de água, de tijolos fabricados com dois tipos de solo e estabilizados com dois tipos de material estabilizante: cimento e cal

25

Índice

xviii

Tabela 10 Dimensões dos corpos-de-prova usados no ensaio de tração do bambu

44

Tabela 11 Composição granulométrica do solo utilizado na pesquisa 73

Tabela 12 Limites de consistência do solo utilizado 74

Tabela 13 Massa específica aparente seca máxima e umidade ótima, relativos ao ensaio de compactação do solo

76

Tabela 14 Massa específica aparente seca máxima e umidade ótima fornecidas pelo ensaio de compactação normal de Proctor do solo-cimento moldado com teores de 6%, 8%,10%, 12% e 14% de cimento

79

Tabela 15 Força aplicada e resistência à compressão simples de corpos-de-prova de solo-cimento moldados com teores de cimento de 6, 8, 10, 12 e 14%, aos 7 e 28 dias de idade

82

Tabela 16 Valores médios de massa específica aparente seca e grau de compactação, com respectivos desvios-padrão, obtidos em corpos-de-prova de solo-cimento para os teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento

85

Tabela 17 Resistência à tração na compressão diametral (tensão), com respectivo desvio-padrão, de corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 14% de cimento

89

Tabela 18 Massa específica aparente seca e grau de compactação, com respectivos desvios-padrão, obtidos durante a moldagem de corpos-de-prova de solo-cimento com 14% de cimento

90

Tabela 19 Variação dimensional de corpos-de-prova de bambu tomados de diferentes regiões do colmo de bambu, tratados com emulsão asfáltica e areia e não tratados, após imersão em água, com respectivos desvios-padrão

92

Tabela 20 Variação volumétrica de corpos-de-prova de bambu, tomados de diferentes regiões do colmo, em função do tipo de tratamento, com os respectivos desvios-padrão

95

Tabela 21 Absorção de água em função das regiões do colmo e tipos de tratamento, com os respectivos desvios-padrão

96

Tabela 22 Resistência à compressão simples de corpos-de-prova de bambu, com nó e sem nó, tomados das regiões base, meio e ponta, e respectivos desvios-padrão

98

Índice

xix

Tabela 23 Carga de ruptura máxima, tensão de ruptura máxima e teor de umidade, com respectivos desvios-padrão, de taliscas de bambu submetidas a ensaios de tração

102

Tabela 24 Módulo de elasticidade e desvios-padrão de taliscas de bambu submetidas a ensaios de tração

105

Tabela 25 Resistência ao arrancamento de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento, no ensaio de pull-out

110

Tabela 26 Resistência ao empuxamento com respectivos desvios-padrão, em ensaio de push-out, de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento

115

Tabela 27 Resistência à compressão de corpos-de-prova de solo-cimento não reforçados e reforçados com taliscas de bambu, com seus respectivos desvios-padrão

120

Tabela 28 Tensões de ruptura em ensaios de flexão de vigas de 10 x 15 x 50 cm3, submetidas a carregamento central (T1P) e a carregamento em dois pontos (T2P), e de vigas de 20 x 10 x 50 cm3 (TCH), ensaiadas com carregamento central, sem reforço de bambu

124

Tabela 29 Valores da linha neutra, do momento de inércia e distância do eixo do bambu à linha neutra das vigas de 10 x 15 x 50 cm3 e de 20 x 10 x 50 cm3

132

Tabela 30 Tensões em vigas de 10 x 15 x 50 cm3, submetidas a carregamento central e a carregamento em dois pontos, e em vigas de 20 x 10 x 50 cm3, submetidas a carregamento central, para as áreas sujeitas à compressão e à tração

133

Tabela 31 Tensão de ruptura à tração do bambu usado como reforço em vigas de solo-cimento (MPa)

134

xx

RESUMO

O presente trabalho foi desenvolvido na Faculdade de Engenharia Agrícola da

Universidade Estadual de Campinas, e teve como objetivos: (a) estudar as características

físicas e mecânicas do solo-cimento reforçado com bambu; (b) definir as condições de uso

do material obtido; (c) ensaiar vigas de solo-cimento reforçado com bambu de diferentes

seções transversais submetidas a diferentes formas de carregamento; (d) determinar a

resistência de aderência do bambu em matriz de solo-cimento através de ensaios de pull-out

ou de arrancamento, e ensaios de push-out ou de empuxamento e comparar seus resultados;

(e) aplicar ao material solo-cimento reforçado com bambu outros ensaios que permitissem

quantificar suas principais características de resistência; (f) contribuir para o maior e

melhor conhecimento do material em estudo. O solo utilizado tinha características

predominantemente arenosas, granulometricamente bem graduado, com teor de silte mais

argila igual a 27,5%. As amostras de solo foram previamente submetidas ao peneiramento

em peneira de 4,76 mm de abertura de malha, e, em seguida, secas ao ar antes de serem

ensaiadas em laboratório para fins de caracterização física e dosagem do solo-cimento, de

acordo com a Norma Brasileira NBR-06457 da ABNT. Foi utilizado cimento Portland CP

II-E-32, e bambu da espécie Dendrocalamus giganteus, cujos colmos foram colhidos em

touceira uniforme, com no mínimo três anos de idade, secionados, recolhidos e deixados a

secar à sombra durante 30 dias. Corpos-de-prova de bambu, impregnados superficialmente

com emulsão asfáltica e salpicadura de areia grossa, e corpos-de-prova não tratados, foram

utilizados nos ensaios de absorção de água e de variação dimensional, além de terem sido

submetidos aos ensaios de compressão simples e de tração direta. Após a determinação das

principais características físicas do solo, corpos-de-prova cilíndricos de solo-cimento foram

moldados e curados de acordo com as normas, ensaiados à compactação, à compressão

xxi

simples, e à tração na compressão diametral. Foram realizados, também, os seguintes ensaios

aplicados ao solo-cimento reforçado com bambu: ensaio de pull-out ou de arrancamento, e

ensaio de push-out ou de empuxamento, ensaio de compressão simples e ensaio de tração na

flexão de vigas, de diferentes seções e submetidas a diferentes formas de carregamento. De um

modo geral, os resultados mostraram que o tratamento do bambu com emulsão asfáltica mais

salpicadura de areia não melhorou a aderência do bambu na matriz de solo-cimento;

mostraram também que o ensaio de pull-out é mais adequado do que o ensaio de push-out para

medir a aderência entre o bambu e o solo-cimento. Com a mesma energia do ensaio de

compactação normal de Proctor foram confeccionadas vigas de solo-cimento com as

dimensões de 10 x 15 x 50 cm3 e de 20 x 10 x 50 cm3, e também vigas reforçadas com duas

taliscas de bambu. Dois dias após a moldagem, as vigas foram desmoldadas e deixadas a

curar em condições úmidas durante 28 dias, antes de serem submetidas aos ensaios de

tração na flexão. Os ensaios de tração na flexão das vigas de solo-cimento, reforçadas e não

reforçadas com bambu, foram realizados em máquina de ensaio Versa Tester, da Soiltest..

Os resultados mostraram que, estatisticamente, não houve diferenças significativas entre as

resistências das vigas sem reforço e com reforço de bambu, e que o bambu evitou o colapso

total da viga, mesmo após a ruptura da matriz de solo-cimento.

xxii

ABSTRACT

This work was done at the Agricultural Engineering Faculty/State University of Campinas,

aiming at the following objectives: (a) to study the physical and mechanical characteristics

of the bamboo reinforced soil-cement; (b) to establish the conditions to use the proposed

material; (c) to test soil-cement beams reinforced with bamboo, built with different cross

sections and submitted to different loading conditions; (d) do determine the bonding

strength of bamboo into a soil-cement matrix through both pull-out and push-out tests and

comparing the results; (e) to submit the bamboo reinforced soil-cement to other tests in

order to determine their main strength characteristics; (f) to contribute to the better

understanding of the mechanical behavior of such material. The well graded sandy soil

utilized was composed of 27.5% of silt and clay. The soil samples were screened in a 4.76

mm mesh sieve followed by air drying to determine its physical properties in laboratory.

Soil-cement dosage was defined according to Brazilian regulations. It was utilized Portland

cement CP II-E-32 and culms of Dendrocalamus giganteus bamboo whose clumps were

supposed to be kept up under the same soil conditions. Culms were random chosen among

those with at least 3 years old. After cutting, the culms were naturally air-dried for 30 days.

Some of the bamboo specimens were coated with asphalt emulsion and sprinkled with

coarse sand to produce a rough surface as well as to reduce the water absorption; the other

ones were not coated with asphalt. All these specimens were utilized in water absorption

tests, volumetric changes determination, compressive and tensile tests. Afterwards

cylindrical soil-cement specimens were molded and cured according to Brazilian standards

and tested for compaction, compression and splitting tensile strength. On the other hand,

the bamboo reinforced soil-cement were submitted to both pull-out and push-out tests, as

xxiii

well as to compression; flexural tests were applied on bamboo reinforced soil-cement

beams of different cross section and tested under different loading conditions. As a whole,

the results showed that the treatment of bamboo splints with asphaltic emulsion sprinkled

with coarse sand didn’t improve the bamboo and soil-cement bonding. The pull-out test

seems to be more suitable than the push-out test to evaluate the adherence between bamboo

splints embedded in soil-cement matrix. Soil-cement beams 10 cm width, 15 cm height and

50 cm length and soil-cement beams 20 cm width, 10 cm height and 50 cm length were

molded at the same Proctor compaction energy with a metal hammer. The soil-cement

beams were divided in two groups: the first group so called control, comprising specimens

molded uniquely with soil-cement and the second one the other soil-cement specimens

reinforced with two bamboo splints each one. Two days after molding, the soil-cement

beams were demolded and cured in a humidity chamber for 28 days before being tested to

flexure. The flexural tests were performed in a Versa Tester machine. In terms of flexural

strength, the results showed that there was no statistical difference between the soil-cement

and the bamboo reinforced soil-cement beams. On the other hand, the bamboo

reinforcement allowed the beams to be resistant even after soil-cement failure.

Introdução

1

1. INTRODUÇÃO

O bambu é uma planta conhecida e usada pelo homem desde tempos pré-históricos, seja

como alimento, vestimenta, instrumentos musicais, armas, na construção civil, no transporte de

materiais, e na fabricação de papel, de móveis e de objetos de uso doméstico, dentre outros.

Trata-se de uma planta lenhosa constituída de fibras longas e dispostas paralelamente ao

longo da direção longitudinal ao colmo, o qual é extremamente resistente à tração, e, por isto

mesmo, utilizado até como reforço ao concreto, em substituição ao aço tradicionalmente

empregado na armação de peças dessa natureza. A resistência mecânica e o grau de dureza do

colmo, por outro lado, dependem de sua idade e do seu grau de amadurecimento.

Os bambus variam em altura e diâmetro, havendo aqueles que crescem até mais de 30 m

de altura e outros que não passam de arbustos, com diâmetros variando de 0,5 até 30 cm. Seu

colmo cilíndrico, oco e dividido em intervalos por nós salientes, torna-o um material leve e

flexível, com massa específica aparente variável de 500 a 790 kg/m3 (média de 650 kg/m3).

A elevada relação resistência/peso, associada ao baixo custo do material, tem levado os

pesquisadores a utilizá-lo na construção civil, em substituição à madeira e ao próprio aço de

construção.

Como componente de construção, o bambu pode ser utilizado na forma inteira (roliça) e,

neste caso, empregado na construção de tesouras, pilares, vigas, etc.; na forma partida (talisca),

como reforço ao concreto; e, na forma de placas de réguas de bambu trançado, empregado na

construção de muros, paredes, forros, assoalhos, etc. Permite ainda, o bambu, associação com

outros materiais de construção, tais como, solo-cimento, argamassa armada, concreto e gesso.

Introdução

2

Dentro do perímetro urbano, a construção com bambu está impedida por um dispositivo

legal que proíbe o uso de materiais de fácil combustão. No meio rural, todavia, o uso do bambu é

ilimitado, satisfazendo a quase todas as exigências e necessidades.

Pode-se dizer que o bambu é um material viável, de fácil aplicação e pronta

disponibilidade, adequado para o uso em construções rurais. Suas outras inúmeras utilidades,

aliadas ao fato de ser um material abundante nos trópicos, fazem dele a solução para um sem

número de problemas encontrados por pequenos e médios agricultores.

Por outro lado, o solo-cimento é um dos tipos de estabilização de solos mais comumente

utilizados. É definido como uma mistura íntima de solo pulverizado, cimento Portland e água,

que, sob compactação a um teor de umidade ótimo e máxima densidade, forma um material

estruturalmente resistente e durável.

O termo “estabilização do solo” corresponde, conforme SILVEIRA e SILVEIRA

(1964), a qualquer processo, natural ou artificial, pelo qual um solo, sob o efeito de cargas

aplicadas, se torna mais resistente à deformação e ao deslocamento, do que o solo primitivo.

Quantitativamente, a estabilização está associada a valores numéricos de resistência e

durabilidade, expressos em termos de resistência à compressão, resistência ao cisalhamento,

módulo de deformação, capacidade de carga, absorção de água, rigidez, compacidade e

consistência, expansão e contração, resistência ao umedecimento e secagem, resistência ao

congelamento e degelo, resistência ao desgaste, resistência à erosão e redução dessas

propriedades com o tempo.

Quase todos os ramos da engenharia de solos têm se utilizado da estabilização como um

meio de aproveitar o solo local, embora artificialmente tratado, com muito maior vantagem

econômica.

A utilização do cimento, como agente estabilizador de solos, teve início nos Estados

Unidos da América, em 1916, quando o material foi empregado, pela primeira vez, para

solucionar problemas causados pelo tráfego de veículos de roda não pneumática. Desde então, o

solo-cimento teve grande aceitação, passando a ser utilizado na construção e pavimentação de

estradas de rodagem e ruas urbanas, construção de aeroportos e acostamentos, revestimento de

barragens de terra e de canais de irrigação, fabricação de tijolos, melhoria de fundações,

pavimentação de pátios industriais e de áreas destinadas ao estacionamento de veículos,

Introdução

3

construção de silos aéreos e subterrâneos, construção de casas e pavimentação de estábulos, além

de muitas outras aplicações onde o mesmo tem sido experimentado com sucesso.

No Brasil, o interesse pelo assunto começou em 1936 após a fundação da Associação

Brasileira de Cimento Portland que regulamentou, fomentou e pesquisou a aplicação do solo-

cimento, levando, em 1941, à pavimentação pioneira do aeroporto de Petrolina.

O bambu tem sido muito pesquisado também como reforço para o concreto, em

substituição à ferragem. Seu uso como reforço para o solo-cimento, todavia, não tem sido, ainda,

devidamente estudado, dispondo a literatura de raríssimas informações sobre o assunto, embora

os poucos estudos já realizados indicam a viabilidade de sua utilização e as vantagens advindas

dessa forma de aplicação.

Este trabalho tem como objetivos os seguintes:

• estudar as características físicas e mecânicas do solo-cimento reforçado com bambu;

• definir as melhores condições de uso do material obtido;

• ensaiar vigas de solo-cimento reforçado com bambu de diferentes seções transversais,

submetidas a diferentes formas de carregamento;

• determinar a resistência de aderência do bambu em matriz de solo-cimento por meio dos

ensaios de pull-out ou arrancamento, e de push-out ou de empuxamento e comparar seus

resultados;

• aplicar ao material solo-cimento reforçado com bambu outros ensaios que permitam

quantificar suas principais características de resistência;

• contribuir para o maior e melhor conhecimento do material em estudo.

Revisão Bibliográfica

4

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1. Bambu – características principais

Ao comentar a importância do bambu em todos os campos da atividade humana,

SALGADO (1993) afirmou que, indubitavelmente, o bambu é a planta que tem sido mais

intensa e extensivamente utilizada pelo homem. Pertencente à família "Gramineae", o bambu

apresenta-se com aproximadamente 45 gêneros e mais de 1.300 espécies espalhadas pelo mundo,

concentrando-se na Ásia e ilhas adjacentes e, no hemisfério ocidental, desde o sul dos Estados

Unidos até a Argentina e Chile. No Brasil, grande número de espécies é nativa do continente

asiático, para cá trazidas pelos imigrantes portugueses e japoneses.

AZZINI et al. (1997) afirmaram que a maior concentração de espécies se encontra no

Continente Asiático, embora a ocorrência de espécies nativas se verifique em todos os

continentes, com exceção da Europa. No Brasil, as espécies exóticas, introduzidas na época da

colonização e com a imigração japonesa, são as que apresentam maior valor econômico.

Destacam-se, dentre elas, em propriedades rurais brasileiras, as espécies: Bambusa vulgaris,

Bambusa tuldoides, Dendrocalamus giganteus e algumas espécies do gênero Phillostachys,

todas de origem asiática. As espécies nativas brasileiras são vulgarmente conhecidas por taquara,

taboca, jativoca, taquaruçu, bambu de espinho, taboca-açú e taboca-lixa.

De acordo com RECHT e WETTERWALD (1994), existem mais de 1.000 espécies

diferentes de bambu, variando desde as espécies de pequeno porte (Sasa), até os bambus

subtropicais que chegam a alcançar 30 m de altura e 30 cm de diâmetro. Entretanto, somente

algumas delas são comercialmente cultivadas em plantações. No Japão, por exemplo, das 100

espécies conhecidas, apenas 15 são muito difundidas e cultivadas. Os autores relataram ainda

que o uso do bambu, no Continente Asiático, é bastante disseminado na construção de casas,


5

na confecção de utensílios domésticos e de implementos agrícolas, e ainda na alimentação

animal e humana, sendo utilizado inclusive para fins medicinais. O bambu está espalhado em

quase todos os continentes, principalmente em florestas tropicais na larga faixa equatorial de

40o S a 40o N, até 3.000 m de altitude (Figura 01).

Figura 01. Área de maior ocorrência dos bambus Fonte: RECHT e WETTERWALD (1994)

Levando em conta a indisponibilidade cada vez maior de madeira no mundo e as

vantagens associadas ao bambu no que se refere à sua fácil multiplicação e seu rápido

desenvolvimento, além de suas características mecânicas favoráveis, SALGADO (1993) concluiu

também que os bambus, principalmente os das espécies Dendrocalamus giganteus,

Dendrocalamus asper, Guadua angustifolia dentre outras existentes no Brasil, podem

perfeitamente substituir as madeiras na construção civil, principalmente se usados como

pontaletes, andaimes e escadas.

MOREIRA e GHAVAMI (1997) referiram-se à alta produtividade do bambu, à sua

forma tubular e ao seu baixo peso específico associado à alta resistência mecânica, como

fatores que recomendam seu uso como material para construção. Os autores afirmaram ainda

que, devido ao baixo peso especifico e à sua constituição oca, o bambu pode ser facilmente

processado por ferramentas simples, além de poder ser facilmente trabalhado em marcenaria.


6

Alguns países, como Costa Rica, Equador e Colômbia, utilizam o bambu normalmente

como material de construção. Segundo BARBOSA e INO (1998), na Costa Rica a produção

habitacional em bambu gira em torno de 1.500 casas por ano, as quais apresentam desempenho

que atende aos requisitos exigidos pela ONU para construção de unidades residenciais. As

autoras salientaram, ainda, que este país não possuía originalmente espécies de bambu adequadas,

nem o costume de utilizar bambu em construção, inconvenientes que foram contornados com a

implantação de programas habitacionais voltados para o uso deste material.

JANSSEN (1984) enumerou, como vantagens do uso do bambu como material de

construção, em relação à madeira, as seguintes:

• de um mesmo bambuzal, colmos novos podem ser cortados a cada ano, o que não acontece

com as madeiras;

• o bambu é um material leve, forte, consistente e elástico, adequado para resistir a esforços

dinâmicos;

• ferramentas simples podem ser utilizadas na sua colheita e aproveitamento, tais como facão

de mato, serra e/ou broca;

• não estão envolvidas operações de serragem ou desdobramento, como no caso das madeiras;

• seu processamento não produz resíduos, como casca e serragem;

• pode ser cultivado em pequena escala;

• o retorno de capital é mais rápido para o bambu do que para a madeira.

Entre as desvantagens, o autor retro-mencionado citou:

• o bambu necessita de preservação, assim como a madeira;

• devido à cavidade central, o risco de fogo é maior do que para madeira (que é maciça);

• a eficiência das ligações é mais difícil do que na madeira;

• os bambus não apresentam comprimento e diâmetro uniformes.

O bambu é uma gramínea da classe das Monocotiledôneas, constituído basicamente

por colmo, rizoma e um sistema radicular fasciculado. Seu colmo é dividido em intervalos por

um diafragma saliente, formando os nós e entrenós (Figura 02). A espessura das paredes é

muito variável, dependendo da espécie, apresentando, em alguns casos, o diâmetro interno tão

reduzido que torna o bambu praticamente sólido (BARBOSA, 1997). A espessura da parede

também depende da posição ao longo da altura do colmo, quanto mais alto mais fina vai se

tornando a espessura do colmo.


7

Figura 02. Aspectos da anatomia do bambu Fonte: Robles Austríaco e Pama (citados

por BARBOSA, 1997).

Segundo MENEZES e AZZINI (1981), a composição química do bambu é bastante

variável, não só entre as diversas espécies, como também dentro de uma mesma espécie,

dependendo de seu local de origem. Os autores apresentaram resultados da análise química

realizada em colmos de Bambusa vulgaris (Tabela 01).

Tabela 01. Composição química do colmo de Bambusa vulgaris

Componentes g/100g de matéria seca

Amido Fibras brutas Alfa Celulose Pentosanas Lignina Tanino Cinzas

30 a 45 36 a 40 26 a 32 16 a 17 10 a 12 1,5 a 3,0 0,08 a 1,0

Fonte: MENEZES e AZZINI (1981)


8

O bambu gigante (D. giganteus), proveniente da Ásia, apresenta crescimento rápido,

como as outras espécies, e caracteriza-se por alcançar alturas de até 30 m e diâmetro de

aproximadamente 25 cm. É encontrado em quase todas as regiões do Brasil, sendo utilizado em

propriedades agrícolas para os mais diversos fins: objetos decorativos, bebedouros e comedouros

para animais, colunas estruturais, sistemas de irrigação, etc. Apesar de apresentar resistência

mecânica considerável, o bambu gigante, a exemplo de outras espécies, concentra,

principalmente em sua camada interna, maior quantidade de tecido parenquimatoso (rico em

amido), o que o torna mais susceptível ao ataque de fungos e insetos.

LIN (1968) descreveu o D. giganteus como possuindo colmos grandes, com altura que

varia de 20 a 30 m, diâmetro de 20 a 30 cm e internódios na região mediana de 30 a 45 cm de

comprimento e espessura de paredes entre 1 e 3 cm. É natural da Tailândia, Burma, Índia e

Ceilão. Neste contexto, CAMUS (1913) considerou o D. giganteus como a maior espécie de

bambu existente, chegando a atingir altura de 25 m e diâmetro de 15 a 20 cm, possuindo os

colmos revestidos de bainhas de 25 a 30 cm de comprimento.

Já NASCIMENTO (1990), em estudo com bambus desta espécie, cultivados no

Campus da Universidade Federal de Viçosa, Minas Gerais, encontrou valor médio de DAP

(Diâmetro à Altura do Peito) de 16,20 cm e altura média de 29,0 m. Constatou, ainda,

densidade básica média de 0,63 g/cm3, com grande variação do ápice à base do bambu, sendo

os maiores valores relacionados às maiores alturas do colmo. Além disso, esta espécie de

bambu apresentou volume médio por colmo de 0,0991 m3, peso seco de 61 kg e peso úmido

de 116 kg.

HIDALGO LOPEZ (1974) relatou que os colmos do bambu diferem, de acordo com a

espécie, em altura, diâmetro e forma de crescimento. São encontradas espécies muito pequenas,

que chegam a ter apenas poucos centímetros de altura e alguns milímetros de diâmetro. Os

bambus do gênero Arundinaria não passam de simples arbustos, enquanto que os da espécie D.

giganteus chegam a atingir altura de até 40 m e diâmetro de até 30 cm, em média. Ainda,

segundo o autor, o bambu já brota do solo com seu diâmetro máximo, que se reduz à medida que

aumenta sua altura.

De acordo com UEDA (1981), todos os bambus de todas as espécies completam seu

crescimento dentro de alguns meses após o aparecimento dos brotos do solo, porém não


9

aumentam seus diâmetro e altura após o término do crescimento. O autor cita o recorde máximo

de crescimento diário de 121 cm, atingido pela espécie japonesa madake (Phyllostachys

bambusoides).

MONTES et al. (1998), em estudos realizados na Costa Rica, com quatro espécies de

bambu: Bambusa textilis, Phyllostachys aurea, Dendrocalamus giganteus e Guadua chacoensis,

confirmaram que, ao saírem à superfície, os colmos não aumentam mais as dimensões em

diâmetro. Ainda, segundo os autores, os brotos produzidos quando a planta está mais

desenvolvida apresentam um crescimento mensal mais rápido.

Segundo AZZINI e SALGADO (1992), a alta velocidade de crescimento dos colmos

de bambu é uma de suas características mais marcantes. Estudando as espécies de bambu: B.

tuldoides, B. vulgaris, B. vulgaris var. vittata, D. giganteus e G. angustifolia, nas condições de

solo e clima de Campinas, SP, os autores concluíram que a maior velocidade de crescimento,

tanto para o valor médio (10,63 cm/dia), como máximo (22,00 cm/dia), foi observada nos

colmos de D. giganteus, enquanto que os menores valores foram apresentados pelos colmos de

G. angustifolia, com velocidade média de 5,70 cm/dia e máxima de 7,88 cm/dia.

De acordo com AZZINI et al. (1997), os colmos de bambu constituem-se, basicamente,

de feixes fibro-vasculares circundados por um tecido parenquimatoso rico em amido. As fibras

celulósicas, o tecido parenquimatoso e os elementos vasculares (vasos), são os principais

elementos anatômicos existentes nos colmos. Os feixes fibro-vasculares, que dão resistência aos

colmos, se concentram na parte externa destes, contrastando com o tecido parenquimatoso, que

predomina na parede interna, propiciando à parte externa maior resistência que a interna.

BERALDO e ZOULALIAN (1995) apresentaram a distribuição dos elementos

anatômicos das espécies de bambu P. viridis e D. giganteus, obtida por análise de imagem

(Tabela 02). A largura da lâmina (correspondente à espessura da parede do colmo) para

observação microscópica foi subdividida em três regiões de superfícies equivalentes,

correspondentes às camadas interna, intermediária e externa. Foi constatado que a concentração

de fibras é cerca de três vezes maior na camada externa que na interna, enquanto que ocorre uma

relação inversa no caso das células de parênquima.


10

Tabela 02. Distribuição percentual da ocorrência dos elementos anatômicos das espécies de bambu P. viridis (PV) e D. giganteus (DG)

Vasos (%) Fibras (%) Parênquima (%) Camadas do colmo

PV DG PV DG PV DG

Interna 13 11 24 16 63 73

Intermediária 13 9 37 32 50 59

Externa 10 8 63 55 27 37

Fonte: BERALDO e ZOULALIAN (1995)

Em pesquisa com as espécies B. vulgaris, G. angustifolia e D. giganteus, AZZINI et al.

(1977) observaram que a maior quantidade de feixes fibro-vasculares foi encontrada em colmos

de B. vulgaris (410 feixes/cm2), enquanto que, para o D. giganteus, foram identificados 256

feixes/cm2. Os autores concluíram ainda que o número de feixes vasculares por unidade de

superfície no ponto mais externo foi sempre superior aos outros pontos, localizados na parte mais

interna. Para o D. giganteus, a quantidade de feixes variou de 365,0 a 175,6 feixes/cm2.

CASCO et al. (1998), a partir da observação macroscópica da superfície transversal do

colmo de quatro espécies de bambu, constataram, para a espécie D. giganteus, que na parte

externa do colmo os feixes vasculares são menores, arredondados, e se encontram mais

concentrados. À medida que se encaminha para a parte interna, estes são maiores, ovalados, e

se apresentam em menor quantidade (Figura 03).

Figura 03. Corte transversal do D. giganteus,

mostrando os feixes vasculares Fonte: CASCO et al. (1998)


11

Neste sentido, BERALDO et al. (1998) confirmaram a maior concentração de feixes

de fibras na região externa ao estudar as espécies de bambus gigantes D. giganteus e G.

angustifolia. Estatisticamente não foram constatadas diferenças da quantidade de fibras ao longo

da altura do colmo (Tabela 03). Através de imagem da seção transversal foram observadas

diferenças na constituição anatômica entre as duas espécies. Observou-se, no D. giganteus, a

presença de um feixe importante de fibras não relacionado com os vasos, o que não ocorre com o

G. angustifolia, visualizado nas Figuras 04 e 05.

Tabela 03. Distribuição percentual das fibras ao longo do colmo e da posição em bambus D. giganteus e G. angustifolia

Espécie Região Interna Mediana Externa

Base 26 40 54

Meio 28 37 59

D. giganteus

Ponta 23 38 57

Base 17 30 44

Meio 14 37 46

G. angustifolia

Ponta 12 36 38

Fonte: BERALDO et al. (1998)

Figura 04. Corte transversal do D. giganteus Fonte: BERALDO et al. (1998)

Figura 05. Corte transversal do G. angustifolia Fonte: BERALDO et al. (1998)


12

Discorrendo sobre as características de resistência de duas espécies de bambu, a B.

vulgaris e a D. giganteus, TOLEDO FILHO e BARBOSA (1990) comprovaram que o colmo

sem nó tem resistência à tração média na ruptura próxima daquela do aço CA 25, enquanto que

sua resistência à compressão supera a do concreto, maior, neste caso, para a espécie D. giganteus.

Os resultados, apresentados na Tabela 04, foram obtidos tomando-se corpos-de-prova das regiões

basal, intermediária e superior dos colmos; e, devido ao fato dos autores não constatarem

variações significativas na resistência em função da região de onde os corpos-de-prova foram

retirados, os resultados foram expressos pela média. Os corpos-de-prova rompidos à compressão

eram cilíndricos, com altura igual a duas vezes o diâmetro, enquanto que aqueles destinados aos

ensaios de tração apresentavam dimensões e formas especificadas no trabalho dos autores.

Tabela 04. Resistência média à tração (σt) e resistência média à compressão (σc) de corpos-de-prova de bambus com os respectivos coeficientes de variação (C.V.)

Resistência à tração Resistência à compressão Material

σt (MPa) C.V. (%) σc (MPa) C.V.(%)

B. vulgaris (com nó)

102 32,0 65,6 4,7

B. vulgaris (sem nó)

209 20,6 66,5 2,6

D. giganteus (com nó)

105 22,9 78,6 4,6

D. giganteus (sem nó)

215 12,9 79,2 6,6

Aço CA 25 250 __ __ __

Aço CA 50 500 __ __ __

Concreto __ __ 15,0 a 40,0 __

Fonte: TOLEDO FILHO e BARBOSA (1990)

As características de resistência de várias espécies de bambu ensaiadas em laboratório

foram, conforme HIDALGO LOPEZ (1974), as seguintes:

• resistência à tração no entrenó: 2.636 kgf/cm2; no nó, 2.285 kgf/cm2;


13

• módulo de elasticidade à tração: máximo = 316.395 kgf/cm2; mínimo = 140.000 kgf/cm2;

• resistência à compressão máxima: 863 kgf/cm2; mínima: 562 kgf/cm2;

• módulo de elasticidade à compressão: máximo = 199.000 kgf/cm2; mínimo = 151.869

kgf/cm2;

• resistência à flexão máxima: 2.760 kgf/cm2; mínima: 763 kgf/cm2;

• módulo de elasticidade à flexão: máximo = 220.000 kgf/cm2; mínimo = 105.465 kgf/cm2.

LEE et al. (1994) realizaram ensaios de compressão, de tração e de flexão em corpos-de-

prova retangulares de bambu, retirados das regiões base, meio e ponta, da espécie P.

bambusoides. No total, foram ensaiadas 376 peças de bambu verdes e 371 peças de bambu secas

ao ar, a 12% de umidade. Os autores concluíram que as propriedades de resistência mecânica

aumentam da base à ponta. E ainda, que os corpos-de-prova secos ao ar apresentam valores de

resistência à compressão, de resistência à tração e módulo de elasticidade e módulo de ruptura à

flexão maiores do que os valores para os corpos-de-prova de bambu verde.

LIMA JÚNIOR et al. (2000), em ensaios experimentais realizados com a espécie de

bambu D. giganteus, concluíram que essa espécie demonstrou excelente capacidade de

resistência aos esforços de tração e de compressão, comparável à de muitas madeiras nobres

usadas na construção civil. Os resultados encontrados para resistência à tração e à compressão

encontram-se na Tabela 05.

Tabela 05. Propriedades mecânicas do bambu D. giganteus

Propriedades do Bambu Sem Nó Com Nó

Módulo de elasticidade à tração (GPa) 23,75 13,14

Resistência à tração (MPa) 277,19 97,51

Módulo de elasticidade à compressão (GPa) 20,50 21,88

Resistência à compressão (MPa) 56,65 57,99

Fonte: LIMA JÚNIOR et al. (2000)

As fibras, por sua vez, apresentam resistência variável conforme sua posição (capa

externa ou interna) na parede do bambu. Os valores de resistência à tração obtidos por

HIDALGO LOPEZ (1974), para fibras, foram os seguintes:


14

• fibras da capa externa: 3.200 kgf/cm2

• fibras da capa interna: 1.550 kgf/cm2

GHAVAMI (1992), estudando a relação entre resistência à tração e peso específico,

para alguns materiais (Tabela 06), constatou que o bambu é o material que apresenta maior valor

para esta relação, tornando vantajoso o seu emprego como material de construção. Neste sentido,

SONDY (1940) afirmou que, levando-se em conta que as resistências à compressão e à tração do

bambu são superiores às do concreto comum, e ainda, sendo pequeno o peso específico do

bambu, tem-se que o conjunto concreto-bambu é um elemento estrutural mais resistente e menos

pesado que o concreto simples, em igualdade de cargas e dimensionamento.

Tabela 06. Relação entre a resistência à tração e peso específico

Material Res. Traçãoσt (N/mm2)

Peso específicoγ (N/mm3.10-2)

R = σt /γ.102 R/Raço=1,00

Aço (CA 50 A) 500 7,83 0,63 1,00

Bambu 140 0,80 1,75 2,77

Alumínio 304 2,70 1,13 1,79

Ferro fundido 281 7,20 0,39 0,62

Fonte: GHAVAMI (1992)

Comentando as vantagens do bambu como material de construção, GHAVAMI (1992)

afirmou que o mesmo compara-se satisfatoriamente a outros materiais, tais como o aço, o

concreto e a madeira. Em termos energéticos (consumo de energia necessária para a produção de

um volume unitário de material que resista a 1 MPa), segundo JANSSEN (1984), a relação entre

a energia de produção por unidade de tensão está descrita na Tabela 07.

Tabela 07. Relação entre a energia de produção por unidade de tensão

Material Bambu Madeira Concreto Aço

MJ/m3/MPa 30 80 240 1500

Fonte: JANSSEN (1984)


15

Muito embora a utilização do bambu como elemento estrutural seja estimulada pela sua

alta resistência à compressão e à tração em função do seu peso específico, e devido apresentar

qualidades satisfatórias como isolante térmico e acústico, além da aparência de material acabado,

de fácil armazenamento e emprego, tanto para fins industriais quanto artesanais, ANTUNES

(1983) afirmou que as uniões e intersecções, feitas ainda de forma rudimentar, prejudicam o

desempenho do bambu, principalmente quando solicitado estruturalmente.

Ao executar ensaios de tração em bambu, BERALDO (1990) recomendou o uso de

alguns artifícios para aumentar a aderência entre o mesmo e as garras da máquina de ensaio, com

a finalidade de impedir que o corpo-de-prova se rompa por esmagamento diametral. O

envolvimento do bambu rachado com resina sintética ou sua fixação em talas de madeira dura, ou

a colocação de pinos metálicos ou tarugos de madeira nas cavidades dos bambus roliços, podem

proporcionar um melhor desempenho no ensaio.

Por sua vez, TARGA e BALLARIN (1991), ao realizarem ensaios de tração em bambu,

tiveram o cuidado de diminuir a seção transversal dos corpos-de-prova na região central, de tal

forma que ali houvesse uma concentração de tensões, criando-se, dessa forma, uma zona

provável de ruptura. Paralelamente, durante o ensaio, os corpos-de-prova foram fixados através

de garras articuladas com pinos que impediam a transmissão aos corpos-de-prova de outros

esforços que não os de tração. As garras, através de mecanismo apropriado, prendiam os corpos-

de-prova com uma pressão crescente com o esforço aplicado.

De acordo com KURIAN e ABDUL KALAM (1977), ensaios de tração de corpos-de-

prova de bambu mostraram que os mesmos são menos resistentes à tração nos nós do que nos

entrenós, provavelmente devido à descontinuidade das fibras nos nós. No que se refere à

resistência à compressão do bambu, constataram os autores que a ruptura ocorria sempre por

fissuração e colapso dos corpos-de-prova sob uma carga menor que 1/3 daquela necessária para a

ruptura à tração.

ANTUNES (1983) atribuiu o pequeno interesse pelo bambu como material de

construção à falta de tecnologia apropriada, uma vez que o bambu apresenta alto índice de

absorção de água e baixo módulo de elasticidade. Para esta autora, ao ser utilizado como reforço

de concreto ou solo-cimento, é imprescindível que o bambu seja impermeabilizado. Quando não

tratado de forma adequada, a vida útil do bambu é reduzida a menos de sete anos, mesmo estando

coberto e não em contacto com o solo. A autora recomendou ainda que, logo após o corte, o


16

bambu seja tratado, curado e seco adequadamente, como forma de evitar o ataque de insetos; uma

vez seco, o bambu torna-se altamente combustível, sendo necessário, sempre que possível, tratá-

lo com algum produto antifogo; se colocado em contato permanente com o solo úmido, além do

tratamento preservativo, o bambu deve ser protegido com cimento.

CORDERO e HELLMEISTER (1989) relataram que muitas moradias, construídas com

bambu e madeira, se deterioram rapidamente, em dois ou três anos, quando construídas com

material não tratado contra insetos, fungos e fogo.

O bambu foi largamente usado nas construções antigas de pau-a-pique, em que se

utilizava uma malha interna de bambu ou de madeira, preenchida com barro. Ainda hoje, o

bambu é usado para este tipo de construção em algumas regiões do país. LOPES (1998)

relacionou construções encontradas em Tiradentes/MG, em Fortaleza/CE (Figura 06) e em

Bauru/SP, nas quais foi utilizado o bambu. Vale salientar que os colmos de bambu, protegidos

com terra, podem se conservar por longos períodos.

Figura 06. Construções onde foram utilizados bambus, em Tiradentes/MG e Maracanaú/CE Fonte: LOPES (1998)

Ao descrever o projeto de construção de uma casa utilizando-se os materiais básicos

como: madeira, bambu guadua e argamassa de cimento e areia, DOUGLAS DREHER (1991)

relatou que a madeira foi empregada apenas como elemento estrutural dos painéis formados pelos

pés-direitos e batentes de portas e janelas; o bambu, na forma de taliscas, foi empregado para

forrar os painéis estruturais de madeira, sendo fixado aos mesmos com o auxílio de pregos e

arames galvanizados, enquanto que a argamassa foi aplicada apenas como revestimento interno e

externo das paredes. Outros materiais, como o aço e o concreto armado, também foram utilizados

para a construção de pilares de amarração e união de painéis.


17

SALGADO et al. (1986) referiram-se ao bambu como material econômico, de fácil

manuseio e transporte, podendo os colmos ser empregados inteiros ou em pedaços, lascas ou

fitas. O uso de pregos e parafusos não é recomendável pois ocasionam rachaduras e danos no

bambu, preferindo-se utilizar amarrações ou preencher os ocos extremos com madeira; os autores

afirmaram, também, que não há comprovação científica da influência da fase da lua na

durabilidade do bambu.

Com relação aos aspectos econômicos envolvidos, GAVIRIA (1991) afirmou que, para

as condições colombianas, a utilização do bambu guadua na construção de moradias pode reduzir

seus custos em aproximadamente 40%, devido aos seguintes fatos:

• não necessita de fundações especiais, bastando apenas um "radier", uma vez que as cargas

estruturais não são elevadas;

• reduz a utilização do aço em mais de 60% na confecção do concreto e em quase 100% na

estrutura das paredes;

• elimina o uso do cimento na construção das paredes, sendo o mesmo usado apenas no

acabamento da obra;

• reduz os custos de preservação, elevados no caso dos demais materiais naturais renováveis.

O bambu guadua tem um enorme potencial como material para a construção de casas de

baixo custo; como matéria-prima para a fabricação de polpa, papel e outros derivados da

celulose; como alimento humano; como matéria-prima para artesanato e como combustível.

Para fins rurais, VIZCARRA TORRES (s/d) destacou as seguintes utilidades para o

guadua: construção de passarelas pênseis sobre rios e canais; construção de galpões e gaiolas

para aves; construção de estábulos, bebedouros, comedouros e cercas, para bovinos; canais para a

condução de água, recipientes para transporte de água, cestos para coleta de frutos, tutores para

sustentação de plantas.

Outras formas de aproveitamento do guadua foram relatadas por VIZCARRA TORRES

(s/d) e VERGARA ALCIVAR (1991), e são as seguintes: na construção de andaimes, paredes

divisórias, escadas, portas e janelas; como escoras para suporte de fôrmas; como mourões e

postes; na fabricação de móveis: cadeiras, mesas, camas, porta-revistas e biombos; na piscicultura

e na pesca de peixes e camarões; como substituto do aço no concreto armado; na construção de

embarcações; na fabricação de instrumentos de trabalho no campo; como conservante de


18

alimentos; e, algumas vezes, na cura empírica de certas doenças espirituais, e até mesmo para

explicar a ocorrência de certos fenômenos sobrenaturais.

Hsiung (1986), citado por NASCIMENTO (1990), referiu-se à utilização do bambu, na

forma de compensados, como material de fabricação de aeronaves, na China, durante a II Guerra

Mundial. Com o desenvolvimento tecnológico, vários tipos de tábuas de bambus foram

desenvolvidos.

Após observar que, mesmo nos países produtores, o bambu não participa da evolução

contemporânea dos materiais de construção, RAGOT (1992), discursando na abertura do I

Congresso Mundial de Bambu Guadua, realizado em Pereira, Colômbia, afirmou que o bambu

não é um material prioritário para os arquitetos nem tampouco um componente da construção

urbana, permanecendo apenas como elemento tradicional, testemunha vernácula de um "savoir

faire" artesanal e essencialmente rural.

O arquiteto DOUGLAS DREHER (1991) chamou a atenção para o fato de que "a

incorreta utilização do bambu guadua nos assentamentos marginais, tem contribuído para que

este material seja sinônimo de miséria e atraso ante a opinião pública, e, em especial, ante os

profissionais da construção, entre os quais existe um total desconhecimento das características

botânicas e mecânicas do vegetal, assim como de seu uso adequado".

De acordo com as informações de BAMBUSETUM (1992), o Projeto Nacional de

Bambu, implantado na Costa Rica, tem por finalidade o aproveitamento desta gramínea na

construção de casas de interesse social, especialmente em comunidades rurais e reservas

indígenas. A primeira etapa do projeto, concluída em dezembro de 1991, constou de plantio de

200 hectares de bambu guadua (G. angustifolia) em vários locais do país. Além disso, dentre as

metas concluídas nesta primeira fase, destacam-se a capacitação de técnicos para o corte, extração

e aproveitamento do bambu visando seu emprego em edificações, e a construção de 400

habitações. O sistema utilizado foi o de painéis pré-fabricados com ossatura de madeira e

trançado de bambu, preenchido de argamassa de cimento.

Atualmente vários órgãos de pesquisa têm desenvolvido estudos com o bambu visando

seu aproveitamento em construções. BARBOSA (1997) identificou 50 instituições internacionais,

entre centros tecnológicos e órgãos de financiamento, envolvidas com a pesquisa deste material,

abordando estudos que vão desde as propriedades físicas e mecânicas, manejo, cultivo,

preservação e tratamento do bambu, associação de suas fibras com argamassa, até a produção de


19

componentes construtivos e unidades habitacionais. A autora salientou que o Brasil, possuidor de

espécies de bambu indicadas para construção, apresenta um grande potencial para a produção de

habitações em larga escala com este material. E ainda, que a construção com bambu atende a

aspectos ecológicos, de redução dos gastos energéticos e de melhor aproveitamento dos recursos

naturais, indo ao encontro do conceito mundial de sustentabilidade.

Dentre as possibilidades de utilização do bambu, destaca-se ainda seu uso como piso

laminado, muito difundido e bastante utilizado pelas indústrias orientais. Neste sentido, algumas

pesquisas têm sido direcionadas para o uso de bambu na forma de peças de BLC – Bambu

Laminado Colado, visando seu emprego como elemento estrutural. A produção de peças de BLC

baseia-se na técnica de madeira laminada colada (MLC), já utilizada para fins estruturais, que

consiste na montagem e colagem de ripas de madeira, previamente usinadas.

GONÇALVES et al. (2000) avaliaram algumas propriedades de resistência mecânica do

bambu, tais como sua resistência à tração, compressão, cisalhamento e flexão, utilizando

amostras laminadas e coladas de bambu (Figura 07), bem como de amostras serradas da mesma

espécie de bambu. Para obtenção das peças de BLC, foram utilizados colmos da região internodal

de bambu da espécie D. giganteus, com no mínimo três anos de idade, e, para montagem das

amostras, foram empregados os adesivos acetato de polivinila e resina resorcinol-formaldeído. Os

resultados dos ensaios com corpos-de-prova de BLC e bambu serrado encontram-se na Tabela

08.

Tabela 08. Resultados de ensaios de Dureza, Compressão, Tração, Cisalhamento e Flexão de peças de bambu laminado colado e bambu serrado (D. giganteus)

Bambu Laminado Colado Bambu Serrado ENSAIOS Resistência (MPa) Resistência (MPa )

Dureza 352 Compressão paralela às fibras 55 89 Compressão normal às fibras 18 Tração paralela às fibras 195 161 Tração normal às fibras 2,5 Cisalhamento 10 Flexão 166 298 Fonte: GONÇALVES et al. (2000)


20

Figura 07. Corpos-de-prova de bambu laminado

colado para ensaios de compressão normal e paralela, tração paralela e normal, cisalhamento e flexão.

Fonte: GONÇALVES et al. (2000).

LIMA JÚNIOR e DIAS (2001) ensaiaram vigas de madeira Pinus elliottii reforçadas

com peças laminadas coladas de bambu (BLC) da espécie D. giganteus. Neste estudo realizaram-

se ensaios de cisalhamento em dez corpos-de-prova com dimensões de 6,4 x 5 x 3 cm3,

constituídos por cinco lâminas de bambu com 1 cm de espessura, coladas umas às outras por

adesivo à base de resorcinol, obtendo-se o resultado médio de 7,81 ± 1,06 MPa. Foram também

ensaiadas sete vigas, divididas em duas séries, com dimensões de 3 x 8 x 100 cm3 e de 3 x 6 x

100 cm3. As tiras de bambu usadas na confecção do BLC apresentavam espessura de 5 mm e

largura de 15 mm, dispostas duas a duas em cada camada. As duas vigas, com 8 cm de altura,

tinham a parte central constituída de P. elliottii, respectivamente, com 6 e 5 cm de altura, na qual

foram coladas, na parte inferior e superior, respectivamente, duas e três camadas de bambu. Já as

vigas de 6 cm de altura apresentavam as partes centrais de madeira com 5, 4 e 3 cm de altura,

sendo coladas na parte inferior e superior, camadas de bambu até atingir a altura de 6 cm. Para


21

cada série foram confeccionadas vigas apenas com Pinus elliottii, servindo de comparação às

vigas mistas. Segundo os autores, foi observado um aumento da ordem de 50% na rigidez das

vigas de P. elliottii, quando reforçadas com bambu.

2.2. Solo-cimento – características principais

O solo constitui 85% em massa dos materiais componentes do solo-cimento. Quase

todos os tipos de solo podem ser utilizados para tal fim, embora os solos economicamente

empregáveis se restrinjam àqueles que necessitem de teores de cimento relativamente baixos e

cuja execução, em grande escala, seja bastante facilitada.

A PORTLAND CEMENT ASSOCIATION (1969) considerou que, para efeito de

execução, os solos arenosos e pedregulhosos, contendo cerca de 65% de areia e um teor de silte

mais argila variando de 10 a 35%, constituem excelentes materiais para a obtenção de um solo-

cimento econômico e de boa qualidade; solos arenosos deficientes em finos proporcionam,

também, bons resultados, embora exigindo maior quantidade de cimento do que os anteriores;

solos siltosos e argilosos prestam-se satisfatoriamente à execução do solo-cimento, reclamando,

entretanto, teores elevados de cimento para se estabilizarem.

KUBO (1986) afirmou que, em solos arenosos, quando se emprega o cimento como

aglomerante, o endurecimento e a estabilização se devem à ação do cimento sobre os grãos de

areia e parcialmente sobre as argilas. Assim, os solos finos, por apresentarem maior superfície

específica, são solos que exigem elevados teores de cimento para sua estabilização.

Para fins rodoviários e para a construção de aeroportos, a ASSOCIAÇÃO

BRASILEIRA DE CIMENTO PORTLAND (1972) prescreveu que, para a execução do solo-

cimento, podem ser empregados, normalmente, solos com as características seguintes: diâmetro

máximo: 3” (7,5 cm); passando na peneira no 4: > 50%; passando na peneira no 40: l5 a l00%;

passando na peneira no 200: < 50%; limite de liquidez: < 40%; índice de plasticidade: < l8%.

KROCHIN (l960) afirmou que os solos com mais de 35% de argila devem ser evitados.

Por outro lado, a PORTLAND CEMENT ASSOCIATION (1965) observou que, quando se tratar

de um solo nestas condições, justificam-se, sob o ponto de vista econômico, quaisquer esforços

despendidos para encontrar um material de granulometria favorável; solos contendo um teor de

silte mais argila igual ou superior a 50% podem ser estabilizados com cimento desde que tenham

sido granulometricamente corrigidos.


22

Com referência à granulometria, PINTO (1960) considerou que os solos arenosos, bem

graduados e com razoável quantidade de silte e argila, são os mais indicados, por exigirem

reduzida quantidade de cimento; lembrou o autor que o acréscimo dos teores de silte e argila, ou a

uniformidade de granulometria da areia, acarretam uma elevação no teor de cimento.

Os solos arenosos podem reagir de maneira diversa com o cimento, dependendo da sua

composição e propriedades químicas particulares; a matéria orgânica, presente no horizonte A

(camada arável) de muitos podzóis ou solos podzolizados, compromete, segundo FELT (1955), a

eficiência do cimento como estabilizante de tais solos, o mesmo não acontecendo quando se trata

de horizontes mais profundos do mesmo perfil.

Solos contendo impurezas orgânicas não são indicados, pois inibem a hidratação do

cimento, tolerando-se, no entanto, um teor máximo de 2% de matéria orgânica.

PINTO (1960) descreveu o solo ideal como sendo aquele que contém 15% de silte mais

argila, 20% de areia fina, 30% de areia grossa e 35% de pedregulho.

De qualquer forma, o solo não deve conter material retido na peneira de 76,0 mm e nem

mais de 40% de material retido na peneira de 4,8 mm, sendo desejável, ainda, que o mesmo

apresente baixo limite de liquidez, baixo índice de plasticidade, elevada densidade e capacidade

de suporte.

Por sua vez, o cimento Portland é uma substância alcalina, composta, em sua maior

parte, de silicatos e aluminatos de cálcio que, por hidrólise, dão origem a compostos cristalinos

hidratados e gel.

Incorporado o cimento ao solo, suas partículas envolvem fisicamente os grânulos do

solo formando agregados que aumentam de tamanho à medida que se processam a hidratação e

cristalização do cimento.

HANDY (1958) relatou que a cimentação resultante da adição de cimento Portland ao

solo úmido, pode ser atribuída à combinação de (1) ligações mecânicas do cimento com as

superfícies minerais imperfeitas e (2) ligações químicas estabelecidas entre o cimento e as

superfícies minerais, sendo este processo o mais importante no caso dos solos finamente

divididos, por causa da maior superfície específica envolvida. Este autor verificou, também, que,

na formação do solo-cimento, as argilas participam intimamente dos fenômenos químicos.


23

A escolha do teor de cimento mínimo, capaz de assegurar a estabilidade necessária e de

garantir à mistura a permanência de suas características, é, antes de tudo, uma imposição do

critério de economia.

Solos da mesma série e horizonte e de textura similar, requerem a mesma quantidade de

cimento para se estabilizarem, onde quer que eles se encontrem.

Os solos finos necessitam de mais cimento para a sua estabilização que os solos grossos,

pelo fato de apresentarem maior superfície específica. Todavia, conforme asseguraram ARMAN

e SAIFAN (1967), um aumento no teor de cimento acima do ótimo não melhora,

necessariamente, a qualidade do solo-cimento, pois, se a quantidade adequada de cimento for

misturada com o solo, toda a área superficial dos agregados será coberta pelo cimento.

A resistência à compressão tem sido usada como um índice tecnológico, sendo esta a

propriedade mais comumente empregada para descrever misturas de solo-cimento; ela serve para

indicar o grau de reação da mistura de solo-cimento-água, bem como a pega relativa e a

velocidade de endurecimento do cimento. Segundo CRONKHITE e DACYSZYN (1966), a

resistência à compressão é o parâmetro usado para medir a qualidade do solo-cimento.

ARMAN e SAIFAN (1967) afirmaram que a resistência à compressão do solo-cimento

depende do tamanho e forma das partículas do solo, bem como do vínculo estabelecido entre as

mesmas pelo processo de cimentação. FELT (1955) demonstrou que os corpos-de-prova de solo-

cimento com solo arenoso são consideravelmente mais resistentes que os corpos-de-prova com

solo siltoso, os quais, por sua vez, são mais resistentes do que os corpos-de-prova com solo

argiloso; as máximas resistências à compressão obtidas, após um ano, foram de 330 kgf/cm2 para

o solo arenoso, 218 kgf/cm2 para o solo siltoso e 162 kgf/cm2 para o solo argiloso. A resistência

decresce com o aumento do teor de silte e argila, tendo KROCHIN (1960) atribuído este fato à

presença de poeira envolvendo as partículas e impedindo uma boa aderência do cimento.

O efeito do teor de umidade de moldagem sobre a resistência à compressão simples das

misturas de solo-cimento foi investigado por FELT (1955), que mostrou que a resistência alcança

um máximo e decresce de maneira semelhante à da curva de compactação.

EL-RAWI et al. (1967) concluíram que a resistência à compressão simples aumenta

com o acréscimo do teor de cimento, e, de acordo com KROCHIN (1960), com o acréscimo da

massa específica aparente e, por conseguinte, com o decréscimo da porosidade.


24

Com o objetivo de melhorar a durabilidade das construções com terra, aumentando sua

resistência e reduzindo a absorção de água, NGOWI (1997) estudou vários materiais

estabilizantes. Foram utilizados dois tipos de solo, um mais arenoso com 63% de areia, 22,5% de

silte e 14,5% de argila, e o outro mais argiloso com 27% de areia, 25% de silte e 48% de argila

Foram confeccionados tijolos sem nenhum aditivo estabilizante; tijolos com 10 e 20% de esterco

de gado; tijolos com 10 e 20 % de betume; tijolos com 5 - 7,5 - 10 - 15% de cimento, e tijolos

com 5 - 7,5 - 10 - 15% de cal. Os melhores resultados de resistência à compressão e absorção de

água foram obtidos com tijolos estabilizados com cimento. O aumento do teor de cimento reduziu

a absorção de água, tendo os tijolos com teor de cimento igual ou maior que 7,5% atendido às

exigências das normas, cujo limite máximo é de 7% de absorção. Os valores de resistência dos

tijolos estabilizados com cimento foram cerca de duas vezes maiores que os dos estabilizados

com cal (Tabela 09).

Tabela 09. Resultados médios referentes aos ensaios de resistência à compressão e de absorção de água, de tijolos fabricados com dois tipos de solo e estabilizados com dois tipos de material estabilizante: cimento e cal

Resistência à compressão (MPa) Absorção de água (%) Tipo de solo e teor de estabilizante (%) Cimento Cal Cimento Cal

Solo argiloso 0,0 1,84 1,84 5,0 4,55 2,65 10,00 8,52 7,5 5,90 3,14 7,11 8,54 10,0 6,80 3,85 7,04 8,56 15,0 8,50 5,00 6,85 9,90

Solo arenoso

0,0 1,80 1,80 5,0 4,98 2,16 8,57 10,99 7,5 6,02 3,10 7,20 11,02 10,0 8,12 3,23 7,03 11,26 15,0 10,64 3,73 6,65 12,88

Fonte: NGOWI (1997)


25

SOUZA et al. (1998), submetendo corpos-de-prova de 5 cm de diâmetro e 10 cm de

altura, confeccionados com solos arenosos e teores de cimento de 0, 3, 5 e 7%, a ensaios de

compressão simples, concluíram que a grande variação ocorreu nos primeiros sete dias, havendo

um aumento significativo de resistência em relação ao solo compactado sem adição de cimento.

A adição de apenas 3% de cimento proporcionou uma resistência à compressão simples cerca de

três vezes maior que a do solo compactado sem aditivo, enquanto que o solo adicionado de 7% de

cimento apresentou praticamente o dobro da resistência à compressão simples do solo com teor

de cimento de 3%.

NEVES (1993) afirmou que, para se obter uma resistência à compressão maior ou igual

a 1,0 MPa, o teor de cimento em massa deve ser da ordem de 14%, enquanto que, para perdas de

peso menor ou igual a 10%, a porcentagem de cimento em massa deve ser de 4%, propondo,

então, que o critério de resistência seja adotado para definição do teor de cimento a ser

empregado.

O solo-cimento é afetado pelo conjunto de propriedades do solo, de tal maneira que a

persistência de apenas uma característica desfavorável pode comprometê-lo, contra-indicando-o

para fins de solo-cimento ou exigindo medidas especiais, muitas vezes onerosas, para o seu

aproveitamento.

2.3. Bambucreto – concreto reforçado com bambu

Segundo GEYMAYER e COX (l970), a idéia de se usar bambu como reforço para o

concreto remonta a anos anteriores a 1940. Desde então as pesquisas mostravam a viabilidade do

uso do bambu para tal finalidade, identificando, também, problemas relacionados com a

aderência, variações volumétricas e possível degradação. O bambucreto – concreto reforçado

com bambu – foi usado durante a II Guerra Mundial pelas Forças Armadas dos Estados Unidos e

do Japão em construções militares nas ilhas isoladas do Pacífico.

BARMAK (1938) publicou um artigo sobre o emprego do bambu em construções de

concreto, concluindo, já em sua época, que a resistência à compressão do bambu, mesmo

considerada a seção plena, é maior do que a do concreto comum, e que, para maiores espessuras

de paredes e menor diâmetro externo do bambu, a resistência por unidade de área crescerá. Do

exposto, concluiu o autor que um elemento construtivo de bambucreto resiste melhor do que um


26

elemento de seção idêntica em concreto simples e que, por ser o módulo de elasticidade do

bambu semelhante ao do concreto, e possuindo o bambu uma resistência, tanto à tração como à

compressão, superior à do concreto, pode-se empregá-lo com vantagem nas zonas de tração e de

compressão em vigas de concreto armado com aço obtendo-se assim, vigas com menor peso

próprio e maior capacidade de resistência. Se utilizado em substituição à armadura de aço na zona

de tração, a seção do bambu deve ser no mínimo doze vezes a seção do aço necessária, em

virtude do pequeno módulo de elasticidade à tração do bambu.

Pesquisas de laboratório desenvolvidas há mais de 60 anos por SONDY (1940),

mostraram que as resistências à compressão e à tração do bambu são superiores às do concreto

comum, apontando o bambucreto como a melhor solução para a utilização estrutural do bambu,

até mesmo porque a aderência do concreto ao bambu (taliscas sem nós) alcançou valores de

aproximadamente 3,5 kgf/cm2, valores superados de muito quando as taliscas eram utilizadas

com os nós.

Embora o bambu apresente resistência à tração relativamente elevada, da ordem de

3.800 kgf/cm2, GEYMAYER e COX (1970) afirmaram que, devido ao baixo valor do seu

módulo de elasticidade (menos que 1/10 do aço convencional), as peças de bambucreto sofrem

grandes deformações e fissurações quando carregadas além do limite. Para estes autores, o

principal problema relacionado ao reforço do concreto com bambu são as mudanças volumétricas

devido às variações do teor de umidade, baixa aderência e, possivelmente, desgaste. Se projetado

e construído com certos cuidados especiais, o bambucreto pode desenvolver uma capacidade de

carga à flexão duas a quatro vezes maior do que a de uma peça de concreto não reforçada com

bambu, de dimensões equivalentes.

Discorrendo sobre o uso do bambu como reforço do concreto, BERALDO (1987)

relatou que os colmos de bambu apresentam variações dimensionais da ordem de 5% (diametral)

e 0,05% (axial) com a variação do teor de umidade, o que provoca fissuras no concreto de

recobrimento, agravadas, ainda, quando a peça é submetida a grandes variações de temperatura.

Para contornar esse problema, o autor recomendou a pré-saturação parcial do bambu ou mesmo

sua impermeabilização com betume seguida de “jateamento” com areia.

GHAVAMI e HOMBECK (1981) testaram 15 produtos impermeabilizantes, visando a

redução da absorção de água pelo bambu. Entre estes, a cera e o epóxi foram os que apresentaram


27

melhores resultados, porém não sendo considerados apropriados, devido ao alto custo e baixa

resistência de aderência.

Posteriormente, TARGA e BALLARIN (1990), discorrendo sobre a utilização do

bambu como armação do concreto, afirmaram que a baixa aderência entre o bambu e o concreto e

o baixo módulo de elasticidade do bambu, são dois fatores que restringem sua utilização para tal

fim. Uma vez que o módulo de elasticidade do bambu varia de 1,5.104 MPa (na flexão e

compressão) a 2.104 MPa (na tração), valores próximos aos do concreto de traço 1:2:4,

concluíram os autores que o bambu, como armação do concreto, em nada contribui para reduzir a

deflexão, na fase elástica, uma vez que seu módulo de elasticidade é cerca de 10% do módulo do

aço, significando, também, que o bambu não contribui para o acréscimo da rigidez da seção do

concreto. Conseqüentemente, para compensar essa deficiência, TARGA e BALLARIN (1990)

sugeriram a adoção de uma relação altura/vão muito maior, de forma a se obter um maior

momento de inércia para a seção.

GHAVAMI (1992) relatou a realização de ensaios experimentais de lajes de concreto

reforçadas com bambu, em substituição ao aço, armadas com fôrma permanente deste mesmo

material; as deflexões e deformações foram medidas, respectivamente, com "dial gages" e "strain

gages". Ao final, o autor concluiu pela viabilidade do emprego do bambu como elemento de

reforço para vigas e lajes de concreto e em estruturas espaciais, tendo em vista os bons resultados

alcançados. O autor chamou a atenção, no entanto, para a necessidade de investigações futuras

com o objetivo de se determinarem os aspectos importantes referentes ao emprego do bambu

como reforço em estruturas de concreto e estruturas espaciais; neste particular, o estudo das

ligações dos elementos estruturais é de primordial importância.

LIMA JÚNIOR et al. (l995, l996 b) estudaram o comportamento em serviço de lajes de

concreto em fôrma permanente de bambu, confeccionadas com colmos retos de bambu

secionados longitudinalmente ao meio e postos um ao lado do outro, sendo os colmos amarrados

com arame recozido em tiras transversais de bambu de 2 cm de largura, que, além de prendê-los,

funcionavam como armadura de distribuição. Considerando que os diafragmas nos nós do

bambu, devido à sua grande resistência ao cisalhamento, podiam ser considerados conectores, tais

como os utilizados nas estruturas mistas de aço-concreto, e por isso mesmo garantindo a

solidariedade do conjunto bambu-concreto, após vencida a aderência entre os dois materiais, os

autores confeccionaram lajes com 2,72 e 3,0 m de comprimento, com larguras de 0,63 e 0,69 m,


28

utilizando dois tipos de concreto, o convencional de agregado granítico e o concreto de agregado

laterítico, e até três espécies de bambu. Os colmos foram previamente tratados com produtos

impermeabilizantes (asfalto em pintura superficial, impregnado com areia grossa) e as lajes

devidamente instrumentadas com defletômetros de sensibilidade 0,01 mm e extensômetros

elétricos. Depois de um período de cura de sete dias, as lajes foram submetidas a ensaios de

carregamento rápido e ensaios de longa duração. Os resultados obtidos mostraram que, com uma

espessura total de 12 cm e vão de 3,0 m, uma sobrecarga de 2 kN/m2 produziu flechas mais de

três vezes inferiores ao limite de L/500; a flecha de L/500 somente foi atingida com sobrecargas

de 3 a 5,5 vezes maiores que aquela de 2 kN/m2, a maior usada em edifícios residenciais. De

acordo com os autores, as lajes em fôrma permanente de bambu são facilmente executáveis,

sendo o bambu da espécie D. giganteus o mais adequado para tal fim, dentre os estudados, por

apresentar colmos relativamente retos.

Com referência à capacidade de carga de uma peça de concreto armada com bambu,

GLENN (1950) afirmou que ela é cerca de 4 a 5 vezes maior que a de uma peça não armada, para

uma porcentagem ótima de armação correspondente a 3 a 4% da seção da peça.

Taliscas (lascas) de bambu da espécie B. tuldoides foram obtidas por ARGOLLO

FERRÃO e FREIRE (1995) a partir de colmos cujas pontas foram desprezadas, aproveitando-se

as regiões do meio e da base. Depois de submetidas a um pré-tratamento em água fervente,

durante 30 minutos, as taliscas receberam diferentes tratamentos (imersão em piche quente e

salpicadura com areia média; cravejamento de grampos de cerca; fretagem com arame farpado

esticado e pregado; ranhuras executadas com 2,5 cm de passo) visando aumentar a aderência

entre o bambu e o concreto. Posteriormente, foram as mesmas encravadas no concreto ainda

fresco, à profundidades de ancoragem de 10, 20 e 30 cm, e deixadas em repouso por 48 horas,

durante o endurecimento do concreto. Após a desmoldagem, os corpos-de-prova foram curados

durante 28 dias, em imersão completa, sendo então submetidos a ensaios de arrancamento (pull-

out test). A força de tração (força de arrancamento) aplicada sobre a talisca de bambu encravada

no concreto, foi proporcionada através de uma adaptação feita nos encaixes de uma máquina

hidráulica de tração, dotada de manômetro, devidamente adaptada para o ensaio de arrancamento.

Os resultados mostraram que taliscas de bambu, engastadas a 20 e 30 cm de profundidade,

desenvolveram maior aderência do que aquelas engastadas a 10 cm, embora sem diferirem

significativamente entre si, independente do tratamento aplicado. Da mesma forma, se


29

considerada a relação entre força de arrancamento e área superficial das taliscas de bambu

encravadas, não se constataram diferenças significativas entre os tratamentos do ponto de vista do

aumento de aderência, independente do tratamento aplicado ou da profundidade de ancoragem

considerada.

Colmos de bambu da espécie D. giganteus foram pré-tratados com materiais

impermeabilizantes (asfalto e Negrolin) e encravadas em blocos de concreto fresco, a uma

determinada profundidade, de modo a se obter corpos-de-prova destinados a ensaios de

empuxamento (push-out), tal como descrito por LIMA JÚNIOR et al. (1996a). Este ensaio, ao

contrário do arrancamento (pull-out), aplica uma de compressão no colmo de bambu até que

ocorra um deslocamento de 4 mm da extremidade livre do colmo, em relação ao concreto,

correspondendo o deslocamento de 0,1 mm à tensão de aderência que permitirá obter a

resistência de aderência. O valor da tensão de atrito obtido por este método é maior do que o real,

pois, segundo os autores, ao ser comprimido, o bambu sofrerá expansão lateral que provocará

conseqüente aumento da força de atrito. Ao final, os autores concluíram que os bambus tratados

com os materiais impermeabilizantes estudados mobilizaram pequenas tensões de aderência,

sendo os colmos de bambu, com nó e sem qualquer tratamento, os que apresentaram maior

resistência ao deslizamento.

Com o objetivo de verificar a aderência entre o bambu e o concreto, SALGADO (2000)

comparou diversos tratamentos empregados em taliscas de bambu encravadas em concreto, por

meio de ensaios de arrancamento. Foram utilizadas taliscas sem tratamento, taliscas com alcatrão

e areia, taliscas envolvidas em arame farpado, taliscas com grampos de cerca e também com

ranhuras na casca, todos estes métodos considerados baratos e fáceis de aplicar. O autor concluiu

que o tratamento que apresentou maior resistência à aderência, em relação às forças de

arrancamento aplicadas, foi o do alcatrão com areia, seguido de grampo de cerca e de arame

farpado.

2.4. Solo-cimento reforçado com bambu

Poucos estudos têm sido desenvolvidos sobre solo-cimento reforçado com bambu,

havendo escassa literatura sobre o tema. KURIAN e ABDUL KALAM (1977) realizaram

estudos sobre solo-cimento reforçado com bambu, destacando os seguintes aspectos favoráveis: a


30

vida útil da construção com solo-cimento é comparável àquela do bambu; a relação modular entre

bambu e solo-cimento é muito alta; os coeficientes de dilatação térmica do bambu e do solo-

cimento não são significativamente diferentes.

Desta forma, o solo-cimento reforçado com bambu pode ser usado vantajosamente, no

meio rural, na construção de paredes, vergas sobre vãos de portas e janelas, sapatas corridas em

lugar das sapatas convencionais de concreto magro, sub-base para pavimentos rígidos ou

flexíveis, e “radier” para barragens e aterros apoiados sobre argilas moles.

Pavimentos de solo-cimento, normalmente tratados como pavimentos flexíveis, quando

reforçados com bambu adquirem considerável rigidez, o que faz com que se comportem mais

como pavimento rígido.

KURIAN e ABDUL KALAM (1977) ensaiaram diferentes modelos estruturais de solo-

cimento reforçado com bambu, a saber: (a) corpos-de-prova de 10 cm de diâmetro e 20 cm de

altura; (b) vigas de 10 x 15 x 50 cm³, carregadas em um só ponto; (c) vigas de 10 x 15 x 50 cm³,

carregadas em dois pontos; (d) viga "chata" de 10 x 20 x 50 cm³, armada em uma só direção; (e)

viga "chata" de 10 x 20 x 50 cm³, não reforçada com bambu; (f) viga apoiada de 10 x 20 x 50

cm³, reforçada com bambu em uma só direção; (g) laje apoiada de 10 x 50 x 50 cm³, não

reforçada; (h) laje apoiada de 10 x 50 x 50 cm³, reforçada com bambu em duas direções.

Embora o bambu seja muito resistente à tração, a completa mobilização de sua

resistência à tração, todavia, raramente é possível de ser obtida, devido à comparativamente baixa

adesão desenvolvida entre o bambu e o solo-cimento. Para superar esta dificuldade, KURIAN e

ABDUL KALAM (1977) relataram várias técnicas desenvolvidas com a finalidade de melhorar a

adesão entre o bambu e o solo-cimento, avaliando a eficiência destas técnicas através de ensaios

de arrancamento (pull-out test). Os resultados mostraram, segundo aqueles autores, que os

corpos-de-prova submetidos a um tratamento impermeabilizante que incluía aplicações

superficiais com uma solução de 40% de uma determinada resina diluída em álcool seguidas de

uma única aplicação de zarcão (pintura à base de chumbo), desenvolveram boa aderência,

melhorada ainda mais quando da ocorrência de nós, dispensando assim quaisquer outras técnicas

especiais utilizadas para a mesma finalidade.

De um modo geral, os autores retro-mencionados concluíram que, em função de sua alta

resistência à tração, o bambu pode ser usado com sucesso como reforço do solo-cimento à tração;

sua principal limitação, qual seja, a variação dimensional em função da absorção de água, pode


31

ser eficientemente superada por um tratamento impermeabilizante adequado. A razão entre a

resistência à tração do solo-cimento e sua resistência à compressão é de um terço, relativamente

elevada, se comparada com a do concreto (um décimo), enquanto que, no caso do bambu, ocorre

exatamente o contrário, ou seja, sua resistência à compressão é menor que um terço de sua

resistência à tração. Os resultados dos ensaios com modelos estruturais demonstraram a

integridade do solo-cimento reforçado com bambu como um material resistente à flexão, e tal

conceito é não apenas tecnicamente embasado, mas, também, economicamente viável.

Materiais e Métodos

32

3. MATERIAIS E MÉTODOS Os corpos-de-prova utilizados nos diversos ensaios foram preparados no Laboratório de

Ensaio de Materiais e de Estruturas (LEME), do Departamento de Construções Rurais da

Faculdade de Engenharia Agrícola, da Universidade Estadual de Campinas. Os ensaios foram

realizados no Laboratório de Intrumentação e Controle do Departamento de Máquinas Agrícolas,

no Laboratório de Ensaio de Materiais e de Estruturas do Departamento de Construções Rurais,

ambos da Faculdade de Engenharia Agrícola, e ainda no Laboratório de Estruturas da Faculdade

de Engenharia Civil, da Universidade Estadual de Campinas.

3.1. Materiais

3.1.1. Solo

O solo utilizado foi coletado em jazida localizada no Município de Sumaré, SP, tendo

características predominantemente arenosas, bem graduado, com teores de silte mais argila

variando de 10 a 35%, conforme recomendação da PORTLAND CEMENT ASSOCIATION

(1969). As amostras foram obtidas pelo peneiramento em peneira de 4,76 mm de abertura de

malha e foram secas ao ar antes de serem submetidas aos ensaios de caracterização física e de

dosagem para fins de solo-cimento.

3.1.2. Cimento Foi utilizado o cimento Portland CP II-E-32 (NBR 11578), adquirido em casa de

material de construção. O teor adicionado ao solo foi determinado através de ensaios de dosagem.


33

3.1.3. Bambu

A espécie de bambu selecionada para reforço do solo-cimento foi a Dendrocalamus

giganteus, devido ao fato desta espécie apresentar maior trabalhabilidade e ser facilmente

encontrada. Os colmos foram coletados na Fazenda Experimental do Instituto Agronômico de

Campinas.

3.1.4. Produtos Impermeabilizantes Foi utilizado o Neutrol 45, tinta betuminosa para concreto, alvenaria e estruturas

metálicas, fabricado pela VEDACIT, cuja composição básica é asfalto em solvente alifático.

3.1.5. Outros materiais e equipamentos Vários outros materiais e equipamentos foram utilizados para a coleta (facão, moto-

serra, pá, enxadão, etc.), preparo prévio (caldeirão para banho quente, pincéis, paquímetros, serra

circular, etc.), moldagem dos corpos-de-prova (fôrmas metálicas), ensaios de laboratório

(balanças, estufas, máquinas de ensaio, vidrarias, etc.), etc.

Foram utilizados os equipamentos dos laboratórios da Faculdade de Engenharia

Agrícola (FEAGRI) e da Faculdade de Engenharia Civil (FEC), ambos pertencentes à

Universidade Estadual de Campinas – UNICAMP, em Campinas, São Paulo.

3.2. Métodos

3.2.1. Coleta dos colmos de bambu

Os colmos de bambu, coletados na Fazenda Santa Elisa, pertencente ao Instituto

Agronômico de Campinas – IAC, em Campinas, São Paulo, foram colhidos em touceiras

uniformes, com no mínimo três anos de idade, cortados com moto-serra e facão, secionados,

recolhidos e deixados a secar à sombra durante 30 dias.

3.2.2. Tratamento profilático dos colmos de bambu

Após o período de 30 dias, os colmos foram submetidos a um tratamento com a

finalidade de evitar o ataque de possíveis insetos (tais como o besourinho Dinoderus minutus) e

parte do açúcar e de outros extrativos nocivos às reações de pega e endurecimento do cimento. O


34

processo de tratamento consistiu de um banho em água fervente. Para melhor absorção durante a

fervura, as peças foram cortadas em porções menores, através de serra circular, e abertas, na

direção longitudinal, com facão (Figura 08). Os colmos foram colocados em tonel metálico e

fervidos durante 30 minutos Após este período de fervura, os mesmos foram retirados e deixados

a escorrer o excesso de água (Figura 09).

Figura 08. Processo de corte dos colmos de bambu.

Figura 09. Processo de lavagem em água fervente, dos colmos de bambu.

Algumas peças tratadas foram preservadas na forma de colmos inteiros para serem

submetidas ao ensaio de compressão simples, sendo que, após a fervura juntamente com os

colmos abertos, foram deixadas a secar à sombra (Figura 10).


35

Figura 10. Colmos de bambu em processo de secagem

O tratamento aplicado não foi de todo eficiente, pois algumas peças ainda foram

posteriormente atacadas pelo inseto D. minutus. Foi necessário, então, coletar-se mais colmos de

bambu, os quais foram também retirados do mesmo local e submetidos ao mesmo tratamento que

os anteriores.

Os novos colmos de bambu, logo após o corte, foram transportados para a Faculdade de

Engenharia Agrícola, e deixados submersos em água, por sete dias, para, através do processo de

fermentação, eliminar parte do amido, responsável pelo ataque de caruncho e de insetos. Após

este período, os colmos foram submetidos a um tratamento químico que consistiu na colocação

dos mesmos em tambores metálicos, em solução de 1,5 kg de sulfato de cobre, mais 1,5 kg de

dicromato de sódio, dissolvidos em 100 litros de água (Figura 11). Após o tratamento, os colmos

foram postos secar à sombra, por um período de 30 dias.

Figura 11. Tratamento químico das peças de bambu.

Além do tratamento químico, os colmos de bambu foram acondicionados em sacos

plásticos para evitar que os insetos atacassem o material experimental.


36

3.2.3. Ensaios de caracterização física aplicados ao solo

As amostras de solo para os ensaios foram preparadas de acordo com a Norma

Brasileira NBR-06457 da ABNT (Associação Brasileira de Normas Técnicas). Em seguida, para

caracterização do solo, foram realizados os seguintes ensaios, em consonância com as normas

técnicas da ABNT:

• Análise granulométrica (NBR-07181);

• Determinação do limite de liquidez (NBR-06459);

• Determinação do limite de plasticidade (NBR-07180);

• Determinação da massa específica (NBR-06508);

• Ensaio de compactação (NBR-07182).

3.2.4. Ensaios aplicados ao solo-cimento

Após a determinação das características físicas do solo, foram realizados os ensaios de

dosagem do solo-cimento seguindo-se as normas técnicas da ABNT e da ABCP (Associação

Brasileira de Cimento Portland). Dessa forma, foram adotados os seguintes procedimentos e

realizados os seguintes ensaios:

• Moldagem e cura de corpos-de-prova cilíndricos (NBR-12024);

• Ensaio de compactação (NBR-12023);

• Ensaio de compressão simples (NBR-12025);

• Ensaio de tração na compressão diametral, de acordo com o “método brasileiro”

ou “método Lobo Carneiro” (NBR - 7222).

3.2.4.1. Ensaio de compactação do solo-cimento

O ensaio de compactação do solo-cimento foi realizado segundo os procedimentos da

NBR 12023 da ABNT (1990), e conduzido com três repetições. Foi empregado o processo de

preparação das amostras com secagem prévia até a umidade higroscópica, com reuso do material,

sendo utilizado o cimento CP II-E-32 (NBR 11578). Foram também feitas as curvas de

compactação para os teores de cimento de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento.

3.2.4.2. Ensaio de compressão simples do solo-cimento

Foram realizados ensaios de resistência à compressão simples em corpos-de-prova de


37

solo-cimento, moldado com teores de 6, 8, 10, 12 e 14 % de cimento. Para a execução desse

processo, a moldagem e a cura dos corpos-de-prova foram executadas de acordo com a norma

NBR 12024 da ABNT (1992), conduzida com três repetições para cada teor de cimento.

Os corpos-de-prova para o ensaio de compressão axial simples foram curados em

câmara úmida, equipada com aparelho umidificador de ar ambiente, com termostato capaz de

manter o ambiente em torno de 95% de umidade relativa do ar.

Antes de serem ensaiados, os corpos-de-prova foram imersos em água pelo período de

quatro horas, simulando assim uma situação crítica de campo. Assim, todos os procedimentos dos

ensaios de compressão simples foram executados de acordo com a norma NBR 12025 da ABNT

(1990), sendo os corpos-de-prova rompidos em Máquina Universal DINATEST, aos sete dias de

idade (Figuras 12 e 13).

Para os teores de 10, 12 e 14% de cimento, foram realizados também ensaios de

resistência à compressão simples aos 28 dias, com três repetições.

Figura 12. Detalhe do ensaio de compressão

de corpo-de-prova de solo-cimento em Máquina Universal DINATEST

Figura 13. Detalhe de corpos-de-prova de solo-cimento com 10% de cimento, após o ensaio de compressão

3.2.4.3. Ensaio de tração na compressão diametral

Este ensaio foi realizado de acordo com o “método brasileiro” ou “método Lobo

Carneiro", baseando-se nos procedimentos da norma NBR 7222 da ABNT (1994), que consiste

em submeter o corpo-de-prova cilíndrico à compressão diametral e calcular a resistência à tração

pela seguinte expressão:


38

LDP

t ...

πσ 2

= (1)

Onde:

P = carga aplicada segundo uma geratriz;

D = diâmetro do corpo-de-prova;

L = comprimento do corpo-de-prova.

Os corpos-de-prova de solo-cimento para o ensaio de tração na compressão diametral

foram confeccionados com 14% de cimento, moldados de acordo com as recomendações da

norma NBR 12024, e deixados a curar em câmara úmida.

O ensaio de tração na compressão diametral foi executado em Máquina Universal

DINATEST, tendo sido os corpos-de-prova de solo-cimento rompidos com as idades de 7 e 28

dias. Para melhor distribuição da força aplicada, foram coladas peças de madeira de 1,0 x 1,0 cm²

de seção transversal e 15 cm de comprimento, aos corpos-de-prova de solo cimento (Figura 14).

Figura 14. Detalhe do ensaio de tração na compressão diametral de corpos-de-prova de solo-

cimento, executado em Máquina Universal DINATEST

3.2.5. Ensaios de absorção de água e de variação dimensional aplicados ao bambu

Foram escolhidos seis colmos, os quais foram divididos, ao longo do comprimento, em

seções, cada uma delas referente a uma das três regiões do colmo: base, meio e ponta. De cada

região, foram retiradas nove amostras para o tratamento testemunha (TE) e nove amostras para o

tratamento com asfalto mais areia (AA), e confeccionados corpos-de-prova de seção retangular

em torno de 10 cm de comprimento. No total, foram ensaiados 324 corpos-de-prova.


39

Para a confecção dos corpos-de-prova, foram utilizados pedaços de colmo, sem nó,

cortados transversalmente em serra circular e, longitudinalmente, com faca. Com a finalidade de

aparar as arestas e deixar as superfícies lisas, facilitando assim as medições, os corpos-de-prova

foram lixados com auxílio de uma Politriz motorizada, marca PANAMBRA, usando-se lixa no 80

(Figura 15).

Figura 15. Preparação dos corpos-de-prova, com as etapas de corte e lixamento

Para a determinação das dimensões axiais, tangenciais e radiais, foi utilizado um

paquímetro digital, de marca STARRET, com sensibilidade de 0,01 mm. As medidas axiais

foram tiradas ao longo do comprimento do corpo-de-prova, enquanto que as medidas

denominadas tangenciais foram tiradas paralelamente à camada externa, e as radiais, efetuadas ao

longo da direção centro-periferia. Em cada corpo-de-prova foi marcado o local onde seria feita a

medição, a fim de que a mesma fosse realizada sempre no mesmo ponto. Com o objetivo de

avaliar a absorção de água, os corpos-de-prova foram pesados em balança digital de 0,01 g de

sensibilidade.

Primeiramente, os corpos-de-prova foram medidos na condição seca ao ar, sendo depois

colocados em recipiente com água potável, em temperatura ambiente, e totalmente submersos por

um período de 24 horas. Após este tempo, foram retirados, repetindo-se as medições na condição

saturada.

Para o tratamento asfalto mais areia (AA) foi utilizado o NEUTROL 45. Após a

aplicação da emulsão asfáltica, que foi feita com auxílio de um pincel, os corpos-de-prova foram

salpicados com areia grossa. Em seguida, as amostras foram deixadas a secar por um período de

24 horas, e então realizadas as medições necessárias, na condição seca ao ar. Terminada esta

etapa, as amostras foram colocadas submersas em água potável por 24 horas (Figura 16), quando

então foram medidas e pesadas, na condição saturada.


40

Figura 16. Etapas do ensaio de absorção, mostrando a aplicação de emulsão asfáltica,

salpicadura com areia grossa e imersão em água.

A variação volumétrica foi determinada em função da variação das dimensões do

corpo-de-prova de bambu, nas condições saturada e seca, sendo calculada pela fórmula (2)

NBR 7190 da ABNT (1996):

100xVVVV sat

sec

sec−=∆ (2)

Onde:

∆ V = variação volumétrica (%)

V sat = volume saturado (mm3)

V sec = volume seco (mm3)

O delineamento experimental foi o de blocos ao acaso, com seis blocos, representados

pelos colmos de bambu, distribuídos em esquema fatorial 2 x 3 x 3 (tratamentos - testemunha e

piche mais areia; posições do colmo - base, meio e ponta, e dimensões dos corpos-de-prova -

axial, tangencial e radial), com três corpos-de-prova para cada tratamento. Os dados foram

submetidos à análise de variância e à comparação das médias pelo teste de Duncan

(STATISTICAL ANALYSIS SYSTEM, 1986).

3.2.6. Ensaio de compressão simples do bambu

Os corpos-de-prova cilíndricos de bambu, destinados aos ensaios de compressão

paralela às fibras, foram confeccionados a partir de colmos inteiros, tendo tamanho variável,

porém, sempre mantendo a relação comprimento/diâmetro externo constante e igual a 2,0.

Foram retirados das regiões da base, do meio e da ponta dos colmos de bambu, os quais foram

cortados em serra circular (Figura 17), devidamente numerados e identificados, por sua

posição no colmo. Foram utilizados corpos-de-prova sem nós, tomados da região internodal, e

com nós, situados na metade do corpo-de-prova.


41

Foram feitas medidas de espessura, diâmetro e altura, com a utilização de um

paquímetro digital, de marca STARRET, com sensibilidade de 0,01 mm (Figura 18). Para

definição do valor do diâmetro foi considerada a média de seis medidas, sendo tomadas duas no

centro, e duas em cada extremidade. A espessura foi representada pela média de oito valores,

correspondendo eles a quatro medições em cada extremidade do corpo-de-prova.

Figura 17. Preparação dos corpos-de-prova para o ensaio de compressão

Figura 18. Medição do corpo-de-prova para o ensaio de compressão

A área transversal da parede de cada corpo-de-prova cilíndrico foi determinada através

da expressão:

( )eDeA −= ..π (3)

Onde: A = área da seção transversal;

D = diâmetro externo;

e = espessura.

O ensaio de compressão paralela às fibras do bambu foi realizado no Laboratório de

Estruturas da Faculdade de Engenharia Civil da UNICAMP, por meio de prensa para ensaio de

compressão axial da marca SOILTEST INC (Figura 19).


42

Figura 19: Máquina para ensaio de compressão axial SOILTEST INC

As fases do ensaio de compressão podem ser visualizadas na seqüência de fotos de

corpos-de-prova sem nó (Figura 20) e corpos-de-prova com nó (Figura 21).

Figura 20: Ensaio de compressão simples de corpos-de-prova de bambu sem nó


43

Figura 21: Ensaio de compressão simples de corpos-de-prova de bambu com nó

A pesquisa foi desenvolvida segundo um delineamento experimental de blocos ao acaso,

em esquema fatorial 2 x 3 (duas condições, com e sem nó, e três posições, base, meio e ponta),

com seis blocos, caracterizados pelos colmos. A unidade experimental foi representada pela

média de duas amostras, provenientes de cada parte do colmo: base, meio e ponta. Foi realizada a

análise da variância e aplicou-se o teste de “t” de Student para comparação das médias

(STATISTICAL ANALYSIS SISTEM – SAS, 1986).

3.2.7. Ensaio de tração do bambu

Para confecção dos corpos-de-prova, foram utilizadas taliscas provenientes das posições

base e meio de colmos de bambu, cortadas longitudinalmente com auxílio de uma faca e,

transversalmente, usando-se uma serra circular (Figura 22). Em seguida, os corpos-de-prova

foram retificados com o uso de uma plaina (Figura 23). Foram obtidas, assim, peças de seção

retangular de 25 mm x 525 mm.


44

Figura 22. Corte transversal das taliscas de bambu em serra circular

Figura 23. Uso da plaina para acerto das taliscas de bambu.

Os corpos-de-prova destinados ao ensaio de tração seriam executados observando-se as

recomendações do CEPED (1982), para forma e dimensões, conforme a Figura 24. Entretanto,

para que os corpos-de-prova se adaptassem melhor à máquina de ensaio e também pela

necessidade de se fixar os relógios comparadores em sua parte central, foram feitas algumas

modificações em suas dimensões, conservando-se, no entanto, o mesmo formato. Basicamente, as

modificações consistiram no aumento do comprimento da parte central, para possibilitar a fixação

dos relógios comparadores; na redução da largura da parte central, visando concentrar melhor as

tensões nessa área, facilitando, assim, a ruptura; no aumento do comprimento do corpo-de-prova

para possibilitar a fixação na máquina de ensaio.

Figura 24. Corpo-de-prova de bambu para ensaio de tração (CEPED, 1982).

F

E D C

B A

e


45

Assim, as novas dimensões utilizadas na confecção dos corpos-de-prova de bambu para

o ensaio de tração encontram-se registradas na Tabela 10.

Tabela 10. Dimensões dos corpos-de-prova usados no ensaio de tração do bambu

CEPED Dimensões Adotadas

A ~ 10 mm A - 6 mm

B - 20 mm B - 25 mm

C - 15 mm C - 12,5 mm

D - 30 mm D - 100 mm

E - 70 mm E - 200 mm

F - 200 mm F - 525 mm

e ~ 3 mm e variável

A redução da largura na parte central foi executada com o auxílio de uma Fresadora

Universal, com controle digital de coordenadas, de sensibilidade 0,005 mm, sendo utilizada uma

fresa de topo, com uma polegada de diâmetro.

Em testes iniciais com corpos-de-prova de bambu foram observados dois

comportamentos: 1) os corpos-de-prova soltavam-se das garras da máquina de ensaio; 2) as

extremidades dos corpos-de-prova eram esmagadas pelas garras da máquina de ensaio, devido à

forte pressão exercida. Assim, foi necessário buscar-se uma solução alternativa que permitisse

reforçar a parte do bambu que estaria sendo pressionada, e ao mesmo tempo possibilitasse uma

maior aderência entre o bambu e as garras da máquina de ensaio.

Primeiramente, tentou-se reforçar o bambu com a aplicação de resina epóxi Sikadur 31,

de alta aderência (produzida pela Sika S.A.). A resina foi aplicada diretamente no bambu, com

auxílio de uma espátula, no comprimento de 10 cm, formando uma camada de proteção. Após a

aplicação da resina, deixou-se passar um período de 24 horas para sua secagem e completa

solidificação, antes do início dos ensaios. Esta alternativa não correspondeu às expectativas, pois

a camada de resina quebrava-se ao ser pressionada, não resistindo à pressão das garras da

máquina.


46

Foi tentado, também, o uso de silicone, aplicado com bisnaga. O uso deste material foi

logo abandonado, pois não apresentou melhores resultados do que a resina, rasgando-se ao ser

pressionado.

Finalmente, baseando-se nas recomendações de LIMA JR et al. (2000), foram utilizadas

pequenas lâminas de aço, de dimensões 20 x 100 mm², que foram fixadas nas extremidades dos

corpos-de-prova de bambu com o auxílio da resina epóxi, usada anteriormente.

A resina foi preparada seguindo-se as instruções do fabricante. Depois de pronta,

aplicou-se, com uma espátula, uma fina camada nas extremidades do bambu que seriam presas

pelas garras da máquina de ensaio. A seguir, foram fixadas duas lâminas de aço em cada uma das

extremidades do corpo-de-prova de bambu.

Após a colocação das lâminas, os corpos-de-prova de bambu foram mantidos

pressionados por 24 horas, com o auxílio da ferramenta conhecida popularmente como

“sargento”, visando obter sua completa aderência e fixação.

Com o uso das lâminas de aço solucionou-se a questão do esmagamento do bambu pelas

garras da máquina de ensaio.

Ao se prosseguir com os ensaios, percebeu-se que o bambu rompia primeiro por

cisalhamento e não à tração, como era esperado, situação esta que ocorria principalmente nos

corpos-de-prova sem o nó central. Foi feita então uma redução da altura na parte central dos

corpos-de-prova, .com a finalidade de concentrar melhor as tensões nessa área, facilitando, assim,

a ruptura. Reduziu-se a seção transversal na região central, atingindo dimensões em torno de 5

mm, com a utilização da fresadora universal. Foram tomadas as novas medidas da área central,

observando-se o mesmo número de repetições usadas anteriormente.

Foi feita, ainda, uma suavização na curva que liga a parte central ao restante do corpo-

de-prova de bambu, utilizando-se esmeril (Figura 25). Além disso, foi passado um arame em cada

lado do bambu, abaixo da lâmina de aço.


47

Figura 25. Uso do esmeril para suavizar a curva em

corpo-de-prova de bambu, destinado ao ensaio de tração.

Foram confeccionados 32 corpos-de-prova, sendo 16 com nós e a mesma quantidade

sem nós. Porém, como algumas amostras foram usadas em testes preliminares, foram

devidamente ensaiados e instrumentados com relógios comparadores um total de 26 corpos-de-

prova de bambu. A metade destes corpos-de-prova era sem nós, tomada da região internodal do

colmo de bambu (Figura 26), enquanto o restante continha nós no centro da peça (Figura 27).

Figura 26. Corpos-de-prova sem nó. Figura 27. Corpos-de-prova com nó


48

O valor da resistência à tração foi obtido pela divisão da carga de ruptura pela área da

seção transversal (região D, Figura 24) do corpo-de-prova de bambu. Para tanto, antes do ensaio

foram feitas medidas de espessura, largura e comprimento da área central de cada corpo-de-

prova, com a utilização de um paquímetro digital. Foram tomadas três medidas da espessura e

três medidas da largura, na região central, para os corpos-de-prova sem nó. Já para os corpos-de-

prova com nó, foram tomadas seis medidas da espessura e três medidas da largura, devido à

maior variação nessa região. As médias destas medidas foram consideradas como sendo os

valores da espessura e da largura, respectivamente, para as situações com nó e sem nó.

Após a confecção dos corpos-de-prova de bambu e tomadas as medidas necessárias,

foram os mesmos submetidos a esforços de tração em máquina universal DINATEST (Figura

28), com velocidade de carregamento de 100 kgf/s.

Foram fixados relógios comparadores, com sensibilidade de leitura igual a 0,01 mm, aos

corpos-de-prova de bambu, para se obter a deformação correspondente a cada carga aplicada

(Figura 29).

Figura 28. Ensaio de tração de talisca de bambu em máquina

universal DINATEST


49

Figura 29. Relógios comparadores em ensaio de

tração de bambu

O delineamento experimental foi o inteiramente ao acaso, com dois tratamentos, com e

sem nó, e 13 repetições. Nas duas situações foi feita análise de variância e, para comparação das

médias, foi utilizado o teste de Duncan (STATISTICAL ANALYSIS SYSTEM, 1986).

3.2.8. Preparação das taliscas de bambu para uso na armação do solo-cimento

Todo o trabalho de corte e preparo das taliscas foi feito manualmente. O primeiro passo

consistiu no corte longitudinal, realizado com auxílio de uma faca, em que as taliscas foram

deixadas com as larguras pré-estabelecidas para cada ensaio. As medidas foram sempre feitas

com paquímetro digital, de sensibilidade igual a 0,01 mm. Em seguida, o bambu foi cortado

transversalmente de acordo com os comprimentos previamente definidos, com o uso de uma serra

circular. E, finalmente, foram as taliscas retificadas com o auxílio de uma plaina (Figura 30).


50

Figura 30. Ilustração do processo de confecção das taliscas de bambu usadas nos ensaios de solo-cimento reforçado com bambu, vendo-se o corte longitudinal, corte transversal e retificação das taliscas

3.2.8. Ensaio de pull-out ou de arrancamento

Para o ensaio de arrancamento, as taliscas de bambu foram cortadas nas dimensões de

1,0 x 2,0 cm² e comprimentos de 40, 50 e 60 cm, para que, após seu engastamento no corpo-de-

prova de solo-cimento, sobrasse sempre uma altura correspondente a 30 cm, medida esta

necessária para o perfeito encaixe na máquina de ensaio. As dimensões citadas sofreram

pequenos ajustes, devido à variação da espessura da parede do bambu, que nem sempre

correspondia à dimensão de 1,0 cm desejada.

Os ensaios de pull-out, ou ensaios de arrancamento, foram conduzidos de acordo com a

metodologia usada por ARGOLLO FERRÃO e FREIRE (1995). Para tal, as taliscas de bambu

foram encravadas no solo-cimento à profundidades de ancoragem de 10, 20 e 30 cm, e,

posteriormente, submetidas a ensaios de arrancamento. A força de arrancamento aplicada sobre a

talisca de bambu foi proporcionada por meio de uma máquina hidráulica de tração, devidamente

adaptada para este tipo de ensaio. A aderência (resistência ao arrancamento, resistência de

arrancamento, atrito, ou resistência ao deslizamento) foi obtida dividindo-se o valor da força

máxima de arrancamento pela área lateral da talisca de bambu encravada no solo-cimento. Para

tanto, foram tomadas as medidas de espessura e largura da parte das taliscas encravadas no solo-


51

cimento, com auxílio de um paquímetro digital. Assim, foram realizadas seis medições da

espessura e três da largura das taliscas. As médias destas medidas foram consideradas como

sendo o valor da espessura e da largura, respectivamente. Foram medidas, também, as

deformações, com o auxílio de relógios comparadores.

O ensaio de arrancamento foi realizado com taliscas tratadas com emulsão asfáltica

salpicadas de areia e taliscas não tratadas, usando-se três repetições para cada profundidade de

ancoragem, correspondendo a nove corpos-de-prova com taliscas tratadas e nove com taliscas

não tratadas, totalizando 18 amostras ensaiadas

O produto asfáltico utilizado foi o Neutrol 45, da Vedacit, aplicado com auxílio de um

pincel (Figura 31). Em três taliscas, o comprimento revestido com asfalto foi da ordem de 10 cm;

em outras três, de 20 cm, enquanto que nas demais, 30 cm. Logo em seguida, as taliscas foram

envolvidas com areia grossa (Figura 32), e submetidas à secagem por um período de 24 horas

(Figura 33).

Figura 31. Aplicação de emulsão

asfáltica com auxílio de pincel

Figura 32. Envolvimento das taliscas, revestidas por asfalto, com areia grossa

Figura 33. Taliscas de bambu revestidas com

asfalto e areia grossa


52

Foram confeccionados 18 corpos-de-prova de solo-cimento, com dimensões de 15 cm

de diâmetro por 30 cm de altura. Foi utilizado o teor de cimento de 14%, com a umidade ótima de

10,75%, obtida do ensaio de compactação realizado anteriormente. Foi utilizado o mesmo

soquete de Proctor e a mesma energia de compactação normal, tendo sido o solo-cimento

disposto em seis camadas, aplicando-se em cada uma delas 65 golpes de soquete. Por ocasião da

colocação da última camada, foi usado um cilindro metálico complementar que se acoplava à

fôrma, permitindo, desta forma, que a quantidade colocada de solo-cimento solto, após

compactado, correspondesse ao volume total do corpo-de-prova. Após a compactação da última

camada foi feito o nivelamento da superfície do corpo-de-prova com régua metálica, deixando o

solo-cimento rasante com as bordas do cilindro (Figura 34).

Figura 34. Processo de preparação dos corpos-de-prova para ensaio de arrancamento

O número de golpes por camada foi calculado usando-se a Fórmula 5, definida a partir

da Fórmula 4 usada para a determinação da energia de compactação (CAPUTO, 1980), para

deste modo ser aplicada às camadas de solo-cimento, a mesma energia de compactação do ensaio

de Proctor Normal.

VNnhPE ...

= (4)


53

Onde:

E = energia aplicada ao solo, por unidade de volume;

P = peso do soquete;

h = altura de queda do soquete;

n = número de camadas;

N = número de golpes aplicados a cada camada;

V = volume do cilindro.

De acordo com NOGUEIRA (1995) há pequenas variações quanto às dimensões do

cilindro, altura de queda do soquete e número de golpes por camada, nas normas usadas para o

ensaio de compactação adotadas pela Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT), pela

American Society for Testing and Materials (ASTM) e pela British Standard (BS).

Neste ensaio foram seguidas as normas da ABNT, para o ensaio de Proctor normal,

obtendo-se o valor de 5,9475 kg.cm/cm3 para energia de compactação, considerando os seguintes

valores:

V = 1000 cm3;

P = 2,5 kg;

h = 30,5 cm;

n = 3;

N= 26.

Para o cálculo do número de golpes a ser aplicado em cada camada, tem-se:

nhPVEN..

.=

(5)

Onde:

N = número de golpes a ser aplicado;

E = 5,9475 kg.cm/cm3 (energia de compactação do ensaio de Proctor normal);

V = 5301,45 cm3 (volume do cilindro utilizado: φ 15 cm x 30 cm de altura);

P = 2,5 kg (peso do soquete de Proctor);

h = 30,5 cm (altura de queda do soquete de Proctor);

n = 6 (número de camadas definido para o ensaio).

Foi calculado o número de 69 golpes por camada, empregando-se, desta forma a mesma

energia de compactação do ensaio de Proctor normal.


54

Os corpos-de-prova de solo-cimento, após moldagem com as taliscas já engastadas

conforme as profundidades de ancoragem de 10, 20 e 30 cm, respectivamente, foram colocados

em câmara úmida para a devida cura (Figura 35). Após dois dias, foram desmoldados (Figura

36), e levados de volta à câmara úmida até completar o ciclo de cura de 28 dias, quando foram

então ensaiados.

Figura 35. Corpos-de-prova de solo-cimento em

processo de cura na câmara úmida

Os ensaios de arrancamento foram realizados em máquina universal de ensaio

DINATEST, com velocidade de carregamento de 20 kgf por segundo Para medição das

deformações, foram utilizados relógios comparadores, de sensibilidade 0,01 mm, fixados com

auxílio de base magnética (Figura 37).

Figura 36. Desmoldagem dos

corpos-de-prova de solo-cimento

Figura 37. Colocação dos relógios comparadores


55

Foram necessárias algumas adaptações para a realização do ensaio de arrancamento. A

garra superior da máquina de ensaio prendia a talisca de bambu, puxando-a para cima, enquanto

que a peça intermediária da máquina de ensaio, que ficava fixa, segurava suspenso o corpo-de-

prova de solo-cimento. Porém, desta maneira, o cilindro de solo-cimento ficava em balanço,

atuando seu próprio peso como sobrecarga, em direção contrária à força aplicada para

arrancamento do bambu. Para solucionar esta questão, foram providenciadas chapas de aço

interligadas por barras de aço roscadas, fixadas com rosca tipo borboleta (Figura 38).

Figura 38. Montagem do ensaio de arrancamento

em máquina universal de ensaio DINATEST

Obteve-se o valor da resistência de aderência pela divisão do valor da força máxima

de arrancamento pela área lateral de contato entre o bambu e o solo-cimento, região onde se

desenvolve a força de atrito, conforme Fórmula 6. A área de contato corresponde ao valor do

perímetro da área da talisca encravada, multiplicado pela profundidade de ancoragem

correspondente (10, 20 ou 30 cm).


56

1022 ..)( helP

outpull +=−τ

(6)

Onde:

τ = resistência de aderência (MPa);

P = força (kgf);

l = largura da talisca de bambu (cm);

e = espessura da talisca de bambu (cm);

h = profundidade de ancoragem (cm).

O delineamento experimental foi o inteiramente ao acaso, em esquema fatorial 2 x 3

(tipos de tratamento x profundidades), com três repetições, sendo a unidade experimental

representada por um corpo-de-prova. Para comparação das médias dos tipos de tratamento (com e

sem asfalto) foi feita análise de variância, aplicando-se o teste Duncan, e, para avaliar o efeito da

posição, foi realizada análise de regressão (SAS, 1986).

3.2.10. Ensaio de push-out ou de empuxamento

Os ensaios de push-out foram realizados de acordo com os procedimentos descritos por

LIMA JÚNIOR et al. (1996a) para concreto reforçado com bambu. A resistência de aderência foi

obtida dividindo-se a força máxima de empuxamento pela área lateral da talisca de bambu

embutida no solo-cimento, considerando-se a altura 10 cm, com uso da Fórmula 7:

).( elP

outpush +=− 200

τ (7)

Onde:

τ = resistência de aderência (MPa);

P = força (kgf);


e = espessura da talisca de bambu (cm).

Para obtenção das taliscas que foram encravadas nos corpos-de-prova de solo-

cimento, cortou-se o bambu, transversalmente, em serra circular e longitudinalmente com

faca. A seguir, com auxílio de uma plaina, o bambu foi regularizado, produzindo as seis


57

taliscas necessárias, com largura de 2 cm e comprimento de 70 cm. Suas espessuras tiveram

uma variação entre 6,60 mm e 8,65 mm, antes da aplicação do tratamento com emulsão

asfáltica (NEUTROL 45) e areia.

Foram realizadas seis medições da espessura e três da largura das taliscas, com

auxílio de um paquímetro digital, de marca STARRET, de sensibilidade 0,01 mm. As médias

destas medidas foram consideradas, respectivamente, como sendo os valores da espessura e da

largura das taliscas de bambu.

Para a avaliação da aderência, foi considerado apenas o trecho central de 10 cm da

talisca, encravada no corpo-de-prova de solo-cimento, como mostra o desenho esquemático

(Figura 39). No restante da talisca, a aderência foi reduzida engraxando-se essa parte com

graxa GMA2, para aplicação múltipla, da LUBRAX, e enrolando-a com diversas camadas de

papel (Figura 40), deixando, dessa forma, apenas a parte central sujeita ao efeito de aderência

(Figura 41). Estes procedimentos foram sugeridos por LIMA JÚNIOR et al. (1996a), para

concreto reforçado com bambu.

Figura 39. Esquema de aplicação de carga em ensaios

de push-out


58

Figura 40. Aplicação da graxa e do papel em camadas

Figura 41. Taliscas de bambu sem tratamento, preparadas com graxa e papel

O ensaio de push-out foi aplicado em taliscas tratadas com emulsão asfáltica e

salpicadas de areia (Tratamento AA) e taliscas não tratadas (Tratamento Testemunha - TT),

com três repetições para cada tratamento, totalizando seis corpos-de-prova.

O produto asfáltico utilizado foi o Neutrol 45, sendo sua aplicação realizada com

auxílio de um pincel; em seguida, as taliscas de bambu foram impregnadas com areia limpa

grossa e submetidas à secagem por mais de 24 horas, antes de serem utilizadas.

Para a obtenção da mistura solo-cimento, foi usado o mesmo solo do ensaio pull-out.

Utilizou-se o cimento Portland CP II-E-32 (NBR 11578), na razão de 14%, em relação ao peso

do solo seco. Foram adotados os valores de 10,75% para o teor de umidade, e de 1,951 g/cm3

para a massa específica aparente seca máxima, conforme resultados obtidos no ensaio de

compactação, realizado anteriormente.

Com a mistura de solo-cimento, foram moldados corpos-de-prova, em fôrmas

metálicas cilíndricas de diâmetro igual a 15 cm e 30 cm de altura. Foi utilizado o mesmo

soquete de Proctor, e a mesma energia de compactação normal, tendo sido o solo-cimento

colocado em seis camadas, e aplicados 69 golpes por camada.

As taliscas foram totalmente encravadas no corpo-de-prova de solo-cimento,

ultrapassando 10 cm na extremidade inferior e 30 cm na parte superior. Para tanto, foi necessário

fazer uma adaptação na base da fôrma metálica, que consistiu num rasgo por onde passava a

talisca de bambu, colocada antes da primeira camada de solo-cimento. Por ocasião da confecção

dos corpos-de-prova, foram colocadas fitas adesivas ao redor do rasgo, para bloquear a saída do

solo (Figura 42). Durante a compactação foi utilizada, ainda, uma base metálica para apoiar o


59

corpo-de-prova. Este procedimento destinou-se a elevar a fôrma metálica, impedindo que a

talisca de bambu ficasse em contato com o solo (Figura 43).

Figura 42. Fitas adesivas colocadas na base da fôrma

Figura 43. Compactação do corpo-de-prova,

vendo-se o apoio para a fôrma


60

Após a colocação da última camada, seguiu-se os mesmos procedimentos do ensaio de

pull-out.

Os ensaios foram realizados em máquina universal de ensaio DINATEST, com

velocidade de carregamento de 20 kgf por segundo Para medição das deformações, foram

utilizados relógios comparadores, de sensibilidade 0,01 mm, fixados com auxílio de base

magnética (Figura 44).

O delineamento experimental foi o inteiramente casualizado, com três repetições, sendo

a unidade experimental representada por um corpo-de-prova. Para comparação das médias de

tratamento (com e sem asfalto), foi feita análise de variância, aplicando-se o teste Duncan (SAS,

1986).

Figura 44. Ensaio de empuxamento ou de push-out

3.2.11. Ensaio de compressão simples de corpos-de-prova de solo-cimento reforçado com

bambu

Para o ensaio de compressão simples, foram confeccionados três corpos-de-prova

cilíndricos de diâmetro igual a 15 cm e altura de 30 cm, armados com quatro taliscas de bambu,

estribadas com arame recozido de 2 mm de diâmetro a cada 5 cm de altura. Além destes, foram

confeccionados três corpos-de-prova equivalentes, não armados (testemunhas), moldados


61

usando-se apenas solo-cimento. Para a obtenção da mistura solo-cimento foram usados os

mesmos tipos de solo e de cimento, conforme caracterização descrita nos ensaios anteriores.

As taliscas foram obtidas seguindo-se, também, o mesmo processo utilizado nos ensaios

anteriores, ou seja, primeiramente, o corte do bambu, transversalmente, em serra circular e,

longitudinalmente, com faca, seguido da regularização das taliscas com auxílio de uma plaina. No

total, foram confeccionadas 12 taliscas de 30 cm de comprimento, 15 mm de largura e espessura

variando entre 9,0 e 10,5 mm (Figura 45).

Os estribos de arame, usados para posicionar as taliscas, foram confeccionados com

auxílio de um gabarito feito de madeira com rebites de metal sem as cabeças, dispostos de acordo

com a forma e as dimensões definidas para o estribo. Para a moldagem e corte do arame, foi

utilizado alicate de pinça e torquês (Figura 46).

Figura 45. Taliscas usadas para o ensaio de compressão

Figura 46. Gabarito para confecção dos estribos

O primeiro estribo foi fixado na extremidade das quatro taliscas de bambu (Figura 47),

sendo estas posicionadas dentro da fôrma de metal com auxílio de um gabarito metálico (Figura

48), de formato quadrado, colocado na outra extremidade. Assim, foi possível manter o prumo

das taliscas, enquanto se colocava as camadas de solo-cimento.


62

Figura 47. Fixação do primeiro estribo nas

quatro taliscas de bambu. Figura 48. Taliscas de bambu posicionadas no

interior da fôrma.

Após a colocação da primeira camada de solo-cimento e imediata compactação, foi

feita a escarificação da superfície do solo-cimento antes que fosse colocado o estribo de arame,

devidamente ajustado às taliscas de bambu. A seguir, foi colocada mais uma camada de solo-

cimento e processada nova compactação (Figura 49). Estas etapas foram repetidas até o completo

preenchimento da fôrma, num total de seis camadas.

Figura 49. Processo de preparação dos corpos-de-prova para o ensaio de compressão, com a colocação da mistura de solo-cimento e compactação.


63

Os procedimentos, após a colocação da última camada, foram os mesmos realizados

nos ensaios de pull-out e de push-out. Nas Figuras 50 e 51, podem ser vistos os processos de

desmoldagem e de cura dos corpos-de-prova destinados ao ensaio de compressão.

Figura 50. Desmoldagem dos corpos-de-prova para o ensaio de compressão

Figura 51. Cura dos corpos-de-prova destinados ao ensaio de compressão


64

O processo de preparação dos corpos-de-prova para este ensaio, quando o solo-cimento

foi armado com taliscas de bambu, foi de difícil execução, principalmente durante a fase de

compactação. Isto ocorreu devido ao reduzido espaço disponível no interior do corpo-de-prova,

após a colocação das taliscas de bambu.

Mesmo com o uso de um soquete de diâmetro menor que o de Proctor, especialmente

fabricado para este fim, o acesso a toda a área do corpo-de-prova de solo-cimento foi muito

difícil. Para a compactação nas áreas não alcançadas pelo cilindro de compactação, recorreu-se ao

auxílio de outros utensílios, como cilindros menores e réguas metálicas; mesmo assim, acredita-

se que a compactação não tenha sido satisfatória.

Os corpos-de-prova de solo-cimento com reforço e sem reforço de bambu, com a idade

de 28 dias, foram submetidos aos ensaios de resistência à compressão simples, em máquina

hidráulica de compressão da EMIC – Equipamentos e Sistemas de Ensaio Ltda (Figura 52), de

capacidade de 24 tf.

Figura 52. Ensaio de compressão simples em máquina hidráulica de compressão da EMIC


65

O delineamento experimental foi o inteiramente casualizado, com três repetições, sendo

a unidade experimental representada por um corpo-de-prova. Para comparação das médias de

tratamento (com e sem reforço de bambu), foi feita análise de variância, aplicando-se o teste

Duncan (SAS, 1986).

3.2.12. Ensaio de tração na flexão de vigas de solo-cimento reforçado com bambu

Para o ensaio de tração na flexão foram usadas fôrmas metálicas fabricadas para

execução das vigas, com as dimensões de 10 x 15 x 50 cm³ (Figura 53) e de 20 x 10 x 50 cm³

(Figura 54). As laterais das fôrmas foram fixadas por meio de parafusos e porcas, totalmente

desmontáveis, de maneira a facilitar a desmoldagem das vigas.

Figura 53. Fôrma metálica para viga de 10 x 15 x 50 cm³

Figura 54. Fôrma metálica para viga de 20 x 10 x 50 cm³

O solo arenoso utilizado neste ensaio foi o mesmo empregado nos ensaios anteriores.

Antes de usado, foi ele passado em peneira de 4,76 mm e acondicionado em sacos plásticos, para

a preservação da umidade. Em seguida, procedeu-se à numeração de cada saco e à retirada de

amostras de solo para identificação das respectivas umidades.

Para reforçar as vigas de 10 x 15 cm², as taliscas de bambu foram cortadas nas

dimensões de 1 x 3 cm² de área transversal, por 45 cm de comprimento. No caso das vigas de 10

x 20 cm², o reforço foi feito com duas taliscas de bambu de dimensões iguais a 1 x 4 cm² de seção

transversal e 45 cm de comprimento.

Para preparação da mistura de solo-cimento, foi usado o cimento Portland CP II-E-32 -

NBR 11578, no teor de 14%, em relação ao peso do solo seco. Foram adotados os valores de


66

10,75% para o teor de umidade, e de 1,951 g/cm3 para massa específica aparente seca máxima,

conforme resultados obtidos no ensaio de compactação, realizado anteriormente.

Após a mistura total do cimento e solo, foi adicionada a quantidade de água necessária

para elevar o teor de umidade até o ótimo de compactação, sendo mais uma vez o solo-cimento

homogeneizado (Figura 55).

Figura 55. Processo de preparação da mistura de solo-cimento

Para a execução das vigas de 10 x 15 cm², o solo-cimento foi colocado em quatro

camadas, a primeira tendo 3 cm de espessura e as outras três, 4 cm. Já para a viga de 20 x 10 cm²,

foram usadas três camadas: a primeira, com 2,5 cm de espessura, e as demais, com 3,75 cm;

todavia, após o rompimento da primeira viga, constatou-se que a primeira camada estava muito

fina, decidindo-se então por aumentar sua espessura para 3,0 cm, ficando as outras duas camadas

com 3,5 cm de espessura cada uma. As taliscas de bambu foram inseridas dentro do molde após a

compactação da primeira camada de solo-cimento.

Foi utilizado um soquete de seção quadrada, especialmente confeccionado para este

ensaio, para se ter uma melhor compactação nos cantos da fôrma.

A quantidade de solo solto necessária ao preenchimento de cada camada compactada,

foi calculada usando-se a Fórmula 8.

).(.100

1 hVPs += µ (8)

Onde:

Ps = peso do solo solto (g);

V = volume do corpo-de-prova (cm3);

µ = massa específica aparente seca máxima (1,951 g/cm3);

h = 10,75% - teor de umidade da mistura de solo-cimento .


67

A partir da mistura de solo-cimento devidamente preparada, foi determinado o valor em

massa do solo-cimento solto, correspondente ao volume de cada camada, utilizando-se balança

digital de marca Filizola, de sensibilidade 0,02 g (Figura 56).

O solo-cimento foi, então, adicionado à fôrma metálica e compactado com soquete de

seção quadrada (Figura 57), até atingir as alturas pré-definidas para cada camada, obtendo-se

desta forma, valores próximos aos da massa específica aparente seca máxima desejada (1,951

g/cm3). Foram utilizados gabaritos de madeira, riscados com as alturas correspondentes, que

serviam de referência para as alturas pré-estabelecidas.

Figura 56. Pesagem do solo-cimento Figura 57. Compactação do solo-cimento

As taliscas de bambu, depois de cortadas, foram devidamente numeradas e medidas

com o auxílio de um paquímetro digital, de marca STARRET, de sensibilidade 0,01 mm. Foram

realizadas seis medições da espessura e três da largura das taliscas, sendo as médias destas

medidas consideradas, respectivamente, como os valores da espessura e da largura das taliscas de

bambu.

Em decorrência de os resultados obtidos no ensaio de arrancamento não mostrarem

aumento da resistência de aderência com o uso de tratamento impermeabilizante, as taliscas de

bambu foram usadas em sua condição natural.

As duas taliscas de bambu foram inseridas nas vigas de 10 x 15 x 50 cm³ com a parte

lateral paralela às laterais da fôrma, como pode ser visto na (Figura 58). Já, no caso das vigas de

20 x 10 x 50 cm³, as taliscas foram colocadas deitadas, ou seja, com a lateral paralela ao fundo da

fôrma (Figura 59).


68

Figura 58. Vigas de 10 x 15 cm x 50 cm³ com as taliscas de bambu já posicionadas

Figura 59. Vigas de 20 x 10 x 50 cm³ com as taliscas de bambu já posicionadas

Depois da compactação da primeira camada de solo-cimento, foi feita escarificação

superficial com espátula metálica, colocando-se, em seguida, as taliscas de bambu devidamente

posicionadas, para em seguida ser aplicada nova camada de solo-cimento (Figura 60), seguida de

nova compactação (Figura 61).

Figura 60. Colocação de camada de solo-cimento, após posicionamento das taliscas de bambu

Figura 61. Processo de compactação do solo-cimento

O processo de preenchimento das vigas foi repetido até à última camada, que contou

com o auxílio de uma peça complementar de metal acoplada à fôrma, permitindo a colocação do

solo-cimento solto. Após o término da compactação, foi utilizada uma régua metálica (Figura 62)

para a retirada do excesso de solo-cimento, deixando a viga nivelada com a altura da fôrma


69

(Figura 63). Este processo foi usado tanto para a confecção das vigas de 10 x 15 x 50 cm³ como

para as de 20 x 10 x 50 cm³.

Figura 62. Nivelamento da viga Figura 63. Viga concluída

Depois de concluída, a viga foi pesada (Figura 64), juntamente com a fôrma, em

balança digital (Filizola, com sensibilidade de 0,02 g). Como já se dispunha da tara da fôrma

metálica, por diferença obteve-se o peso da viga no estado úmido. Finalmente, a viga foi

submetida à cura em ambiente úmido (Figura 65).

64. Pesagem da viga com fôrma Figura 65. Viga ainda na fôrma na câmara

úmida

Passados dois dias após a conclusão de cada viga, procedeu-se às desmoldagens das

mesmas (Figura 66), sendo, então, deixadas a curar em condições úmidas (Figura 67), até

completar o período de 28 dias, antes de serem submetidas aos ensaios de flexão.


70

Antes das vigas serem submetidas ao ensaio de flexão, suas massas foram anotadas

(Figura 68), assim como suas dimensões de largura, altura e comprimento, no estado seco, com

auxílio de paquímetro digital de marca STARRET.

Figura 66. Processo de desmoldagem das vigas

Figura 67. Vigas colocadas na câmara úmida, para o processo de cura

Figura 68. Pesagem da viga, com 28 dias de idade


71

Nas vigas, foram marcados os pontos onde os apoios seriam colocados, a cada 5 cm a

partir das extremidades, assim como os pontos de aplicação das forças, para as vigas de 20 x 10 x

50 cm³ e para as de 10 x 15 x 50 cm³, que foram ensaiadas com carregamento central, de acordo

com o esquema apresentado na Figura 69. Já nas vigas de 10 x 15 x 50 cm³, que foram ensaiadas

com carregamento em dois pontos, além daqueles citados foram também marcados os pontos de

aplicação das cargas, ou seja, a cada 18,3 cm a partir das extremidades (Figura 70).

Figura 69. Esquemas de aplicação de carregamento em um ponto para vigas de 10 x 15 x 50 cm3 e de 20 x 10 x 50 cm3

Figura 70. Esquema de aplicação de carregamento

em dois pontos para vigas de 10 x 15 x 50 cm3


72

Os ensaios de flexão das vigas de solo-cimento, reforçadas e não reforçadas com

bambu, foram realizados aos 28 dias de idade, em máquina VERSA TESTER, da SOILTEST

(Figura 71).

Figura 71. Ensaio de flexão de vigas de 10 x 15 x 50 cm³ e de 20 x 10 x 50 cm³ em máquina VERSA TESTER, da SOILTEST

A carga aplicada foi lida no manômetro da máquina e o deslocamento, no relógio

comparador, de base magnética, aferido, de sensibilidade 0,01 mm (Figura 72), posicionado no

centro de cada viga, sendo anotadas as leituras a cada 1 kN de carga aplicada.

Figura 72. Posicionamento e ajustagem do relógio comparador

Resultados e Discussão

73

4. RESULTADOS E DISCUSSÃO 4.1. Caracterização física do solo

4.1.1. Análise granulométrica

Os dados referentes à composição granulométrica do solo utilizado estão

apresentados na Tabela 11 e Figura 73. A análise granulométrica foi realizada através do

ensaio de peneiramento e sedimentação do solo cujas características são predominantemente

arenosas.

Tabela 11 - Composição granulométrica do solo utilizado na pesquisa

Composição Textural (%)

Areia grossa (0,42 - 2,0 mm) 2,0

Areia fina (0,05 - 0,42 mm) 70,5

Silte (0,005 - 0,05 mm) 13,0

Argila (< 0,005 mm) 14,5

0

20

40

60

80

100

0,001 0,01 0,1 1 10

Diâmetro dos grãos (mm)

Porc

enta

gem

que

pas

sa (%

)

Figura 73. Curva granulométrica do solo


74

4.1.2. Determinação da massa específica dos sólidos do solo

Baseado na norma NBR-6508, da ABNT (1984), foi determinada a massa específica

dos sólidos do solo em questão, encontrando-se o valor de 2,665 g/cm3, para a massa

específica dos sólidos.

O valor obtido encontra-se dentro do esperado para um solo arenoso, cuja massa

específica dos sólidos é menor que a de um solo argiloso e está em consonância com os

valores relatados por ROLIM (1999) e FERREIRA e FREIRE (2002), que foram

respectivamente, de 2,662 g/cm3 e 2,650g/cm3, para solos de características similares.

4.1.3. Limites de liquidez e de plasticidade

Para a determinação dos limites de liquidez e de plasticidade foram seguidas as

normas NBR-6459 (1984) e 7180 (1984) da ABNT, com secagem prévia das amostras.

Para o cálculo das médias, foram utilizadas três repetições, relacionadas na Tabela

12, obtendo-se os índices de 14,65% para limite de liquidez e 11,43% para limite de

plasticidade. O índice de plasticidade, com valor de 3,22%, corresponde à diferença numérica

entre os valores dos limites de liquidez e de plasticidade. O solo estudado foi considerado

como sendo de baixa plasticidade, característica de solos com alto teor de areia.

A plasticidade de um solo é influenciada pela textura e pela natureza mineralógica

das argilas presentes. Quanto maior o índice de plasticidade mais o material está sujeito às

variações dimensionais, resultantes do inchamento do solo quando úmido e de sua retração,

quando seco (GUILLAUD, sd). Os solos arenosos são considerados solos não plásticos.

Assim, BRADY (1989) afirmou que as partículas de areia não possuem a faculdade de serem

moldadas, não apresentando plasticidade, ao contrário do que ocorre com a argila.

Tabela 12 - Limites de consistência do solo utilizado

Limite de liquidez %

Limite de plasticidade%

Índice de plasticidade %

A

B

C

14,30

14,41

15,26

11,40

10,91

11,99

2,90

3,50

3,27

MÉDIA 14,65 11,43 3,22


75

4.1.4. Classificação do solo

A partir dos resultados de granulometria e limites de consistência, o solo em estudo

foi classificado como A2-4 (0), segundo o sistema da American Association of State Highway

and Transportation Officials - AASHTO (VARGAS, 1981). De acordo com as normas do

“Bureau of Public Roads”, este solo pertence à classe textural arenosa, enquanto que, pelo

método do Departamento de Agricultura dos Estados Unidos (BRADY, 1989), ele é

classificado como sendo um solo barro-arenoso, de textura moderadamente grossa (Figura 74).

Figura 74. Classificação trilinear do solo (Departamento de

Agricultura dos Estados Unidos) Fonte: (BRADY, 1989)

O solo estudado foi considerado adequado para ser estabilizado com cimento, de

acordo com os critérios do CEPED (1984), descritos resumidamente a seguir:

• Teor de areia: 45 a 90%

• Teor de silte + argila: 10 a 35%

• Teor de argila: < 20%

• Limite de liquidez < 45%


76

4.1.5. Ensaio de compactação do solo

Os valores da massa específica seca aparente máxima e da umidade ótima,

fornecidos pelos ensaios de compactação normal de Proctor, encontram-se na Tabela 13 e

Figura 75.

Os ensaios de compactação foram realizados de acordo com a norma NBR 7182 da

ABNT (1986), utilizando-se três repetições. Os teores de umidade do solo e do solo-cimento

foram determinados pelo método da estufa a 105 ºC, durante 24 horas.

Tabela 13 - Massa específica aparente seca máxima e umidade ótima,

do ensaio de compactação do solo. Massa específica aparente

g/cm3 Umidade ótima

%

A

B

C

1,894

1,906

1,924

10,60

10,94

10,49

MÉDIA 1,908 10,68

1,650

1,700

1,750

1,800

1,850

1,900

1,950

4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00 16,00

Teor de umidade (%)

Mas

sa e

spec

ífica

(g/c

m3 )

Figura 75. Curva obtida do ensaio de compactação com solo

arenoso


77

A massa específica aparente seca máxima do ensaio de compactação do solo foi igual

a 1,908 g/cm3 para uma umidade ótima de 10,68%, estando esses valores de acordo com os de

diversos trabalhos encontrados na literatura para este tipo de solo. Assim, em ensaio de

compactação de um solo com características também predominantemente arenosas, com 75%

de areia, 18% de silte e 7% de argila, e massa especifica dos sólidos de 2,703 g/cm3, ARAÚJO

e NOGUEIRA (1998) encontraram valores de 10,8% e 1,944 g/cm3 para teor de umidade

ótima e massa específica aparente seca máxima, respectivamente. FERREIRA e FREIRE

(2002), trabalhando com um solo semelhante ao utilizado nesta pesquisa, obtiveram valores de

10,98% para o teor de umidade ótima e 1,960 g/cm3 para a massa específica aparente seca

máxima. Já GUTIERREZ et al. (1994) encontraram valores de 2,024 g/cm3 para massa

específica aparente seca máxima e de 9,2% para umidade ótima, trabalhando com um solo

contendo 85% de areia, 1% de silte e 14% de argila.

HOUBEN e GUILLAUD (1994) afirmaram que os parâmetros que mais afetam os

resultados de compactação do solo são a energia de compactação, o teor de umidade e a

textura do solo. À medida que se aumenta a energia de compactação, cresce a massa específica

aparente seca e reduz-se a umidade ótima. Geralmente, com aumento da energia de

compactação, as curvas obtidas pelo ensaio de Proctor são mais pronunciadas, enquanto que

são mais achatadas quando a energia de compactação é menor (Figura.76). Um baixo teor de

umidade dificulta a compactação do solo, obtendo-se baixos valores de massa específica

aparente e alto volume de vazios. O aumento do teor de umidade lubrifica o solo e o torna

mais trabalhável, proporcionando, dessa forma, valores mais altos de massa específica e

reduzindo o volume de vazios, até atingir a massa específica aparente seca máxima e o teor de

umidade ótima.

Geralmente, a massa específica aparente seca máxima para o solo compactado está,

em média, entre 1,7 e 2,3 g/cm3. Quando a distribuição em tamanho das partículas do solo é

uniforme, a porosidade é mais alta e a sensibilidade à umidade é reduzida, apresentando então

uma curva de compactação mais achatada. Porém, quando a distribuição em tamanho das

partículas é mais ampla e o solo é bem graduado, a curva será mais pontiaguda (Figura 77).


78

Figura 76. Exemplos de curvas obtidas em

ensaios de compactação em relação à energia de compactação

Fonte: HOUBEN e GUILLAUD (1994)

Figura 77. Exemplos de curvas obtidas em ensaios de compactação em relação à distribuição das partículas do solo

Fonte: HOUBEN e GUILLAUD (1994)

Comparando-se a curva de compactação do solo estudado (Figura 82) com as

apresentadas por HOUBEN e GUILLAUD (1994), apresentadas nas Figuras 83 e 84, pode se

constatar que, no presente caso, foi atingido um grau de compactação satisfatório e que o solo

apresenta uma distribuição granulométrica bem graduada.

4.2. Ensaios aplicados ao solo-cimento

4.2.1. Ensaio de compactação do solo-cimento

O ensaio de compactação do solo-cimento foi realizado seguindo-se a norma NBR

12023 da ABNT (1990), conduzido com três repetições, para cada teor de cimento. A

preparação das amostras compreendeu secagem prévia até a umidade higroscópica, com reuso

da material, sendo utilizado o cimento CP II-E-32 (NBR 11 578).

Os resultados dos ensaios de compactação normal de Proctor, para massa específica

aparente seca máxima e para umidade ótima, usando-se as misturas de solo-cimento com os

teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento, em massa, encontram-se descritos na Tabela 14.


79

As curvas dos ensaios de compactação, para os teores de 6 e 8% de cimento e solo

sem aditivo, estão apresentadas na Figura 78, enquanto que as curvas de compactação para os

teores de cimento de 10, 12 e 14% e solo sem aditivo, encontram-se na Figura 79. As curvas

foram divididas em dois gráficos para se ter uma melhor visualização.

Tabela 14 - Massa específica aparente seca máxima e umidade ótima fornecidas pelo ensaio de compactação normal de Proctor do solo-cimento moldado com teores de 6%, 8%,10%, 12% e 14% de cimento.

Massa específica aparente seca g/cm3

Umidade ótima %

Solo-cimento (%)

A B C Média A B C Média

6 % 1,945 1,886 1,879 1,903 10,81 10,92 11,08 10,91

8 % 1,910 1,928 1,932 1,923 11,03 10,79 10,86 10,89

10 % 1,939 1,923 1,935 1,932 10,91 10,83 10,66 10,80

12 % 1,937 1,934 1,944 1,938 10,55 10,60 10,15 10,43

14 % 1,932 1,949 1,943 1,941 10,77 10,79 10,70 10,75

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

1,95

4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00 16,00

Teor de umidade (%)

Mas

sa e

spec

ífica

(g/c

m3)

0% 6% 8%

Figura 78. Curvas de compactação normal de Proctor das misturas

de solo-cimento para os teores de 6 e 8% de cimento, e solo sem aditivo


80

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

1,95

2,00

4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00 16,00

Teor de umidade (%)

Mas

sa e

spec

ífica

(g/c

m3 )

0% 10% 12% 14%

Figura 79. Curvas de compactação normal de Proctor das

misturas de solo-cimento para os teores de 10, 12 e 14% de cimento, e solo sem aditivo

Pela análise das curvas, observa-se que as curvas das misturas com cimento estão

muito próximas entre si e ligeiramente superiores à curva do solo sem aditivo. Observa-se,

também, uma leve redução da umidade ótima em função do aumento do teor de cimento e um

aumento no valor da massa específica aparente seca (Figuras 80 e 81). Esta mesma tendência

foi observada por SOUZA et al. (1998) e NASCIMENTO e HELENE (1993), em ensaios de

compactação com solo arenoso.

10,2

10,4

10,6

10,8

11

11,2

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12% 14% 16%

Teor de cimento (%)

Um

idad

e ót

ima

(%)

Figura 80. Variação da umidade ótima em relação ao teor de cimento


81

1,87

1,89

1,91

1,93

1,95

1,97

0% 2% 4% 6% 8% 10% 12% 14% 16%

Tor de cimento (%)

Mas

sa e

spec

ífica

apa

rent

e se

ca m

áxim

a (g

/cm3 )

Figura 81. Variação da massa específica aparente seca máxima

em função do teor de cimento

Segundo GUTIERREZ et al. (1998), a redução da umidade ótima está associada ao

consumo, pelo processo de hidratação do cimento, de parte da água adicionada. Os autores, ao

estudarem os efeitos da adição de cal e de cimento em solo argiloso laterítico, concluíram que,

com o acréscimo do teor de cal, a massa específica seca tende a reduzir e a se obter valores

mais elevados da umidade ótima. Houve uma leve redução da umidade ótima em função do

aumento do teor de cimento e uma tendência de crescimento dos valores de massa específica

aparente seca.

ROLIM et al. (1999), trabalhando com solo similar, encontraram valores de 1,960

g/cm3 para massa específica aparente seca máxima e 11,45% de umidade ótima, para corpos-

de-prova moldados com teor de 8% de cimento. FERREIRA e FREIRE (2002), para o mesmo

tipo de solo, encontraram valores de1,970 g/cm3 para massa específica aparente seca máxima e

de 11,14 e 11,13% de umidade ótima, para os corpos-de-prova moldados com teores de 6 e

10% de cimento. NASCIMENTO e HELENE (1993), trabalhando com solo arenoso A2-4,

constataram valores de 2,058 g/cm3 e 2,068 g/cm3 para massa específica aparente seca máxima

e 9,3% e 9,2% para umidade ótima, respectivamente, para os teores de 5 e 7% de cimento.

Neste contexto, GUTIERREZ et al. (1994) obtiveram valores, para massa específica aparente

seca máxima e umidade ótima, de 2,098 g/cm3 e 8,62%; 2,097 g/cm3 e 8,52%, e de 2,105

g/cm3 e 8,74%, respectivamente, para os teores de 4, 7 e 11% de cimento. Observa-se que

nestes dois estudos foram encontrados valores superiores, para massa específica seca aparente


82

máxima, e inferiores, para umidade ótima, divergindo dos resultados encontrados nesta

pesquisa, apesar de terem utilizado solo similar. No entanto, o solo desta pesquisa, como já

descrito no início deste capítulo, possui 72,5% de areia, 13% de silte e 14,5% de argila,

enquanto que os solos dos trabalhos anteriormente citados apresentaram, respectivamente,

teores de 84% de areia, 2% de silte e 14% de argila, e teores de 85% de areia, 1% de silte e

14% de areia. A maior diferença do teor de areia pode explicar os resultados diversos

encontrados, confirmando que solos com maior teor de areia apresentam maior valor de massa

específica aparente seca máxima (HOUBEN e GUILLAUD, 1994).

4.2.2. Ensaio de compressão simples do solo-cimento

Após o conhecimento dos parâmetros definidos no ensaio de compactação, foram

moldados corpos-de-prova de solo-cimento, utilizando-se os teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de

cimento, os quais foram submetidos ao ensaio de compressão simples.

Os valores obtidos no ensaio de compressão simples do solo-cimento com corpos-de-

prova moldados com os teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento, e ensaiados após 7 e 28 dias

de cura, estão apresentados na Tabela 15 e Figura 82.

Tabela 15 – Resistência à compressão simples de corpos-de-prova de

solo-cimento moldados com teores de cimento de 6, 8, 10, 12 e 14%, aos 7 e 28 dias de idade

Resistência à compressão (MPa) Teor de Cimento CP 7 dias CP 28 dias

SC 6% 0,51 ± 0,03 eB 0,89 ± 0,08 eA

SC 8% 0,97 ± 0,06 dB 1,56 ± 0,23 dA

SC 10% 1,73 ± 0,14 cB 4,07 ± 0,07 cA

SC 12% 2,73 ± 0,33 bB 4,63 ± 0,40 bA

SC 14% 3,19 ± 0,20 aB 6,62 ± 0,26 aA

Médias na mesma coluna, seguidas da mesma letra minúscula, não diferem entre si pelo teste t de Student (P>0,05) Médias na mesma linha, seguidas da mesma letra maiúscula, não diferem entre si pelo teste t de Student (P>0,05


83

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

0 7 14 21 28 35

Tempo de cura (dias)

Res

istê

ncia

à c

ompr

essã

o (M

Pa)

8% cimento 10% cimento12% cimento 14% cimento6% cimento

Figura 82. Resistência à compressão de corpos-de-prova de

solo-cimento moldados com 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento, em função do tempo de cura

Constatou-se, pelo teste de Student, ao nível de 95% de probabilidade, que houve

diferença significativa entre os resultados obtidos no ensaio de compressão simples para

corpos-de-prova de solo-cimento moldados com teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento,

aumentando a resistência com o aumento do teor de cimento (Figura 83). O melhor resultado

foi obtido para corpos-de-prova moldados com 14% de cimento, que apresentaram valores

médios de 3,19 e de 6,62 MPa, quando rompidos aos 7 e 28 dias, respectivamente, enquanto

que, com o teor de 6% de cimento, os resultados foram de 0,51 e 0,99 MPa, respectivamente,

para 7 e 28 dias.

Entre as resistências alcançadas aos 7 dias, com 8% de cimento, e aquelas obtidas

com 14%, houve um aumento de 228,86%, enquanto que, para os mesmos teores, porém com

os corpos-de-prova ensaiados aos 28 dias, o ganho de resistência foi da ordem de 324,36%.

Com relação ao período de cura, foram observados maiores ganhos de resistência aos

28 dias, para todos os teores de cimento. O maior ganho de resistência, para tempo de cura de

28 dias em relação ao de 7 dias, ocorreu para o teor de 10% de cimento, com o ganho de

135%, seguido do teor de 14%, com ganho de 107,52%. Já com os teores de 6, 8 e 12% de


84

cimento, houve um aumento na resistência, respectivamente, de 35,29%, 60,82% e 69,60%,

aos 28 dias, em relação aos valores obtidos aos 7 dias.

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

4 6 8 10 12 14 16

Teor de cimento (%)

Res

istê

ncia

à c

ompr

essã

o (M

Pa)

7 dias 28 dias

Figura 83. Variação da resistência à compressão em

relação ao teor de cimento, aos 7 e 28 dias

Segundo GUTIERREZ et al. (1998), a evolução, em termos de ganho em resistência,

é mais intensa e rápida até aos 28 dias de cura, tornando-se, a partir daí, mais lenta ou estável.

Segundo HOUBEN e GUILLAUD (1994), para se obter uma estabilização do solo com

cimento é necessário um período de cura de, no mínimo, 14 dias, sendo que o ideal é a cura de

28 dias.

FERREIRA e FREIRE (2002), ao realizarem ensaios de resistência à compressão

com um solo similar ao deste experimento, encontraram valores de 0,74 e 1,31 MPa para a

mistura de solo-cimento com 6% de cimento, aos 7 e 28 dias, respectivamente, enquanto que,

para o solo estabilizado com 10% de cimento, os valores encontrados foram de 2,09 e de 2,75

MPa para corpos-de-prova rompidos aos 7 e 28 dias.

SOUZA et al. (1998) encontraram valores de 1,25 e 1,62 MPa para o período de cura

de 7 e 28 dias, para 5% de cimento, enquanto que, para 7% de cimento, obtiveram 1,67 e 2,06

MPa, respectivamente. Semelhantemente, em ensaios realizados com o mesmo tempo de cura,

NASCIMENTO e HELENE (1993) encontraram valores de 1,75 e 2,31 MPa, aos 7 e 28 dias,

com 5% de cimento, e 1,97 e 2,71 MPa, aos 28 dias, para 5 e 7% de cimento, respectivamente.


85

4.2.3. Massa específica aparente seca e grau de compactação

Na Tabela 16 encontram-se os resultados médios, com os respectivos desvios-

padrão, da massa específica aparente seca máxima e dos graus de compactação, obtidos

durante a moldagem dos corpos-de-prova para o ensaio de compressão, referentes aos vários

teores de cimento estudados e aos tempos de cura de 7 e 28 dias.

Tabela 16 – Valores médios de massa específica aparente seca e grau de compactação, com respectivos desvios-padrão, obtidos em corpos-de-prova de solo-cimento para os teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento

Massa específica aparente seca (g/cm3) Grau de compactação (%) Teor de Cimento CP 7 dias CP 28 dias CP 7 dias CP 28 dias

SC 6% 1,892 ± 0,495 1,898 ± 0,295 99,05 ± 0,18 99,74 ± 0,15 SC 8% 1,899 ± 0,672 1,893 ± 0,033 98,74 ± 0,35 98,47 ± 0,02 SC 10% 1,904 ± 0,362 1,904 ± 0,078 98,55 ± 0,19 98,53 ± 0,04 SC 12% 1,914 ± 0,232 1,916 ± 0,400 98,75 ± 0,12 98,84 ± 0,21

SC 14% 1,907 ± 0,199 1,913 ± 0,254 98,23 ± 0,10 98,57 ± 0,13

O grau de compactação diz respeito à relação entre a massa específica aparente seca,

conseguida durante a moldagem dos corpos-de-prova, e a massa específica aparente seca

máxima do ensaio de compactação normal de Proctor. De acordo com o CEPED (1984),

valores do grau de compactação superiores a 95% garantem melhor qualidade e acabamento

ao material solo-cimento. Foram obtidos bons resultados para o grau de compactação (Figuras

84 e 85), para os diversos teores de cimento, com valores situados na faixa de 98,23% a

99,74%.


86

95

96

97

98

99

100

1 2 3

Repetições

Gra

u de

com

pact

ação

(%)

6% 8% 10% 12% 14%

Figura 84. Valores do grau de compactação de corpos-de-prova

ensaiados aos 7 dias, para teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento

95

96

97

98

99

100

1 2 3

Repetições

Gra

u de

com

pact

ação

(%)

6% 8% 10% 12% 14%

Figura 85. Valores do grau de compactação de corpos-de-prova

ensaiados aos 28 dias, para teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento


87

De acordo com a ABCP (1983), para a moldagem de corpos-de-prova de solo-

cimento, o ideal é que a diferença entre a massa específica aparente seca alcançada e a

pretendida seja inferior a 30 g/dm3. Os valores das diferenças entre a massa específica

aparente seca máxima e a massa específica aparente seca, estão apresentados na Figura 86,

para os corpo-de-prova ensaiados com 7 dias, e, na Figura 87, para os corpos-de-prova

ensaiados com 28 dias.

Observou-se que os corpos–de-prova moldados com diferentes teores de cimento

atenderam ao requisito de tolerância para a diferença entre as massas específicas, com exceção

de uma das repetições, aos 7 dias, para o corpo-de-prova moldado com 14% de cimento, cujo

valor foi de 31,23 g/dm3. Apesar deste resultado, optou-se por aproveitar o referido corpo-de-

prova, visto que se tratava de uma diferença muito pequena. A menor diferença foi encontrada

para os corpos-de-prova moldados com teor de cimento de 6%.

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

35,00

1 2 3

Repetições

Mas

sa e

spec

ífica

máx

ima

/ mas

sa

espe

cífic

a a

lcan

çada

(kg/

m³)

6% 8% 10% 12% 14%

Figura 86. Valores da relação entre a massa específica aparente seca

máxima e a massa específica aparente seca de moldagem, de corpos-de-prova de solo-cimento ensaiados aos 7 dias, com teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento


88

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

35,00

1 2 3

Repetições

Mas

sa e

spec

ífica

máx

ima

/ m

assa

esp

ecífi

ca a

lcan

çada

(k

g/m

³)

6% 8% 10% 12% 14%

Figura 87. Valores da relação entre a massa específica aparente seca

máxima e a massa específica aparente seca de moldagem, de corpos-de-prova de solo-cimento ensaiados aos 28 dias, com os teores de 6, 8, 10, 12 e 14% de cimento

4.2.4. Ensaio de tração na compressão diametral do solo-cimento

Os resultados da tensão (MPa) referentes ao ensaio de tração na compressão

diametral de corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 14% de cimento, ensaiados aos

7 e 28 dias, encontram-se listados na Tabela 17 e Figura 88, enquanto que os resultados de

massa específica aparente seca e de grau de compactação dos corpos-de-prova encontram-se

na Tabela 18.

Para os corpos-de-prova rompidos aos 7 dias foi encontrado o valor médio da tensão

de tração de 3,46 MPa, enquanto que, aos 28 dias, foi obtido o valor médio de 5,67 MPa.

Constatou-se um aumento de 63,87% da resistência, aos 28 dias, em relação à resistência

alcançada aos 7 dias.


89

Tabela 17 – Resistência à tração na compressão diametral (tensão), com respectivo desvio-padrão, de corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 14 % de cimento

Tensão (MPa) Repetições

7 dias 28 dias

A 3,23 5,84

B 3,25 5,03

C 3,47 5,82

D 3,89 5,99

MÉDIA 3,46 ± 0,31B 5,67 ± 0,44A

Médias na mesma linha, seguidas da mesma letra maiúscula, não diferem entre si pelo teste t de Student (P>0,05

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

1 2 3 4

Repetições

Res

istê

ncia

à tr

ação

na

com

pres

são

diam

etra

l (M

Pa)

7 dias 28 dias

Figura 88. Resistência à tração na compressão diametral de

corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 14% de cimento


90

Tabela 18 – Massa específica aparente seca e grau de compactação, com respectivos desvios-padrão, obtidos durante a moldagem de corpos-de-prova de solo-cimento com 14% de cimento

Massa específica aparente seca (g/cm3) Grau de compactação (%) Repetições

7 dias 28 dias 7 dias 28 dias

A 1,893 1,929 97,02 98,89

B 1,899 1,887 97,31 96,70

C 1,901 1,902 97,45 97,50

D 1,939 1,897 99,39 97,21

MÉDIA 1,908 ± 0,021B 1,904 ± 0,018 A 97,79 ± 0,31B 97,57 ± 0,94A

Médias na mesma linha, seguidas da mesma letra maiúscula, não diferem entre si pelo teste t de Student (P>0,05

Os resultados de massa específica aparente seca variaram entre 18,87 e 19,39 MPa,

apresentando, para 7 dias de cura, o valor médio de 19,08 MPa e, para 28 dias, o valor médio

de 19,04 MPa. Em relação ao grau de compactação, observou-se variação entre 97,02 e

99,39%, sendo os valores médios de 97,79 e 97,57% para 7 e 28 dias de cura, respectivamente.

4.2.5. Correlação entre a resistência à tração na compressão diametral e a resistência à

compressão simples

Na Figura 89 está apresentado o gráfico que representa a relação entre a tensão de

tração na compressão diametral e a tensão de compressão simples de corpos-de-prova de solo

estabilizado com 14% de cimento, ensaiados após 7 e 28 dias de cura. A regressão linear

ajustada aos pontos apresenta um coeficiente de determinação R2 = 0,97, revelando uma boa

linearidade dos pontos, e demonstrando que os parâmetros analisados estão bem

correlacionados entre si. Assim, à medida que ocorre aumento da tensão de tração simples (x)

a tensão de compressão (y) cresce segundo a equação y = -1,61 + 1,47 x; P<0,05.


91

y = 1,47x - 1,61R2 = 0,97

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00 7,00

Tensão de Tração (MPa)

Tens

ão d

e C

ompr

essã

o (M

Pa)

Figura 89. Correlação entre as resistências à tração na

compressão diametral e à compressão simples de corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 14% de cimento

4.3. Ensaios aplicados ao bambu

4.3.1. Absorção e variação dimensional

Os valores da variação dimensional (axial, tangencial e radial) dos corpos-de-prova de

bambu, a partir das posições ocupadas no colmo (ponta, base e meio), sem tratamento (TE) ou

tratados com emulsão asfáltica e areia (AA), após imersão em água, encontram-se nas Tabela 19

e Figuras 90, 91 e 92.


92

Tabela 19 - Variação dimensional de corpos-de-prova de bambu tomados de diferentes regiões do colmo de bambu, tratados com emulsão asfáltica e areia (AA) e não tratados (TE), após imersão em água, com respectivos desvios-padrão

Direção

Tratamento Região Axial %

Tangencial %

Radial %

Média %

Média geral das regiões

%

Ponta 0,14 ± 0,08 2,78 ± 0,81 3,48 ± 1,14 2,13 ± 1,65

Base 0,25 ± 0,14 2,79 ± 0,69 3,30 ± 0,83 2,11 ± 1,48 TE

Meio 0,17 ± 0,12 2,53 ± 0,60 3,36 ± 0,70 2,02 ± 1,47

Média TE 0,19 ± 0,12 2,70 ± 0,70 3,38 ± 0,90 2,09 ± 1,53A

Ponta 0,25 ± 0,27 2,84 ± 1,21 2,24 ± 0,99 1,78 ± 1,43 1,95 ± 1,55A

Base 0,21 ± 0,22 2,04 ± 1,05 2,80 ± 0,85 1,68 ± 1,34 1,90 ± 1,42A AA

Meio 0,28 ± 0,33 2,22 ± 0,95 2,41 ± 0,92 1,63 ± 1,24 1,83 ± 1,36A

Média AA 0,25 ± 0,27 2,36 ± 1,11 2,48 ± 0,94 1,70 ± 1,33B

Média geral 0,22 ± 0,21c 2,53 ± 0,94b 2,93 ± 1,02a

Médias na mesma linha seguidas da mesma letra minúscula não diferem entre si (P>0,01), pelo teste t de Student. Médias na mesma coluna seguidas da mesma letra maiúscula não diferem entre si (P>0,01 e P>0,05), pelo teste t de Student.

Após a aplicação de análise estatística aos dados dos ensaios, constatou-se que não

houve interação entre os fatores tratamento, região do colmo e direção, estudados em conjunto

(P>0,05) para a variável variação dimensional dos corpos-de-prova.

Pela análise dos valores encontrados, verificou-se que as regiões ponta, meio e base,

não apresentaram diferenças significativas (P>0,05) de variação dimensional dos corpos-de-

prova, na condição saturada, o que está em consonância com as observações de ARGOLLO

FERRÃO e FREIRE (1993), os quais, com o objetivo de avaliar a variação volumétrica em

bambu da espécie Bambusa tuldoides; concluíram que o mesmo sofreu variações volumétricas,

quando submetido à processos de secagem e umedecimento, independente da região do colmo

considerada.

No entanto, verificou-se no presente trabalho efeito significativo (P<0,01) da umidade

na variação dimensional, nas direções axial, tangencial e radial. A direção radial apresentou

maior variação, com a média para os corpos-de-prova tratados e não tratados de 2,93%, seguida


93

da tangencial, com 2,53%, e da axial, com 0,22% de variação. Assim, as medidas na direção

radial tiveram variação dimensional 13,32 vezes maior que a axial e 1,16 vezes maior que a

tangencial. Neste sentido, HIDALGO LOPEZ (1974) relatou variações dimensionais em torno de

5% na direção radial e de 0,05% na direção axial, para bambus submetidos a tratamentos

hídricos. Já BERALDO et al. (1998) encontraram, para a espécie D. giganteus, variações

dimensionais médias de 9,16% e 0,22% nas direções radial e axial, respectivamente, para

amostras sem tratamento.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

Varia

ção

dim

ensi

onal

(%

)

base meio pontaRegião do colmo

Direção Axial TE AA

Figura 90. Variação dimensional, na direção axial considerando

as regiões da base, meio e ponta de colmos de bambu

A variação dimensional ocorrida na direção axial (Figura 90), com valor médio de

0,22%, foi considerada desprezível. No entanto, os corpos-de-prova tratados com emulsão

asfáltica e areia e analisados em conjunto, consideradas as posições no colmo: base, meio e ponta,

tiveram um aumento de dimensão em torno de 31% em relação ao tratamento testemunha. Essa

ocorrência pode está vinculada à grande variação observada nas medições, dado a limitada

sensibilidade do paquímetro digital ao se medirem pequenas variações.

Na direção tangencial (Figura 91), observou-se que os corpos-de-prova do tratamento

testemunha, analisados em conjunto e desconsiderando-se suas posições no colmo,

absorveram maior conteúdo de água, apresentando uma variação dimensional em torno de

14,4% a mais, quando comparados com os do tratamento com emulsão asfáltica e areia.


94

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

Varia

ção

Dim

ensi

onal

(%

)

base meio ponta

Região do colmo

Direção Tangencial TE AA

Figura.91. Variação dimensional, na direção tangencial,

considerando as regiões da base, meio e ponta de colmos de bambu

A variação na direção radial (Figura 92), considerando as partes do colmo: base,

meio e ponta, foi aproximadamente 36% superior nos corpos-de-prova do tratamento

testemunha, quando comparados com os corpos-de-prova tratados com emulsão asfáltica e

areia. Estes resultados indicam que o tratamento impermeabilizante utilizado pode ser

considerado como importante mecanismo no controle de absorção de água, na direção radial.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

Varia

ção

Dim

ensi

onal

(%)

base meio ponta

Região do Colmo

Direção Radial TE AA

Figura 92. Variação dimensional, na direção radial considerando

as regiões da base, meio e ponta de colmos de bambu


95

Os valores referentes à variação volumétrica dos corpos-de-prova de bambu, tomados de

diferentes regiões do colmo, a saber: base, meio e ponta, não tratados e tratados com emulsão

asfáltica e areia, após imersão em água, encontram-se na Tabela 20 e Figura 93.

Tabela 20 – Variação volumétrica de corpos-de-prova de bambu, tomados de diferentes regiões do colmo, em função do tipo de tratamento, com respectivos desvios-padrão

Tratamento Regiões TE (%) AA (%)

Base 6,45 ± 1,40a A 5,12 ± 1,61b A

Meio 6,15 ± 0,78a A 4,97 ± 1,49b A

Ponta 6,51 ± 1,61a A 5,39 ± 1,15b A

Média 6,37 ± 1,30a 5,16 ± 1,41b

Médias na mesma linha seguidas da mesma letra minúscula não diferem entre si (P>0,01), pelo teste t de Student. Médias na mesma coluna, seguidas da mesma letra maiúscula, não diferem entre si (P>0,01), pelo teste t de Student.

Verificou-se que não houve interação significativa (P>0,05) entre os fatores

tratamento (com e sem tratamento) e regiões do colmo de bambu (base, meio e ponta) para a

variável variação volumétrica.

Para as diferentes regiões do colmo, constatou-se que não houve variação

volumétrica significativa (P>0,05) nos corpos-de-prova. No entanto, o tratamento com

emulsão asfáltica e areia apresentou efeito significativo (P<0,01) quando comparado com o

tratamento testemunha.


96

0

1

2

3

4

5

6

7

Varia

ção

volu

mét

rica

(%)

Base Meio Ponta

Região do colmo

TE AA

Figura 93. Variação volumétrica de corpos-de-prova de bambu tomados

de diferentes regiões do colmo, em função do tipo de tratamento

A variação volumétrica dos corpos-de-prova do tratamento testemunha foi 23,4%

superior à apresentada pelos corpos-de-prova tratados com emulsão asfáltica e areia.

Os resultados de absorção de água dos corpos-de-prova confeccionados com diferentes

partes do colmo de bambu (base, meio e ponta), não tratados e tratados com emulsão asfáltica e

areia, após imersão em água, estão apresentados nas Tabela 21 e Figura 94.

Tabela 21 - Absorção de água em função das regiões do colmo e tipos de tratamento, com os respectivos desvios-padrão

Tratamento Regiões

TE AA

Base 25,26 ± 12,18a A 22,59 ± 6,37aA

Meio 20,33 ± 5,43a B 18,60 ± 3,64a B

Ponta 21,06 ± 7,92a C 17,24 ± 4,59b B

Média 22,22 ± 9,05a 19,48 ± 5,41b

Médias na mesma linha, seguidas da mesma letra minúscula, não diferem entre si (P>0,05), pelo teste t de Student. Médias na mesma coluna, seguidas da mesma letra maiúscula, não diferem entre si (P>0,05), pelo teste t de Student.


97

A análise dos dados revelou que não houve interação entre os fatores tratamento dos

corpos-de-prova (com e sem tratamento) e regiões do colmo do bambu (base, meio e ponta),

para a variável absorção de água.

Corpos-de-prova de bambu tomados de diferentes regiões do colmo, apresentaram

diferentes valores de absorção de água, de tal forma que corpos-de-prova da região basal

apresentaram valores superiores aos tomados do meio e da ponta, os quais, por sua vez, não

diferiram estatisticamente (P>0,05) entre si. Com relação aos efeitos dos tratamentos, verificou-se

que os corpos-de-prova tratados com emulsão asfáltica e areia reduziram (P<0,05) a absorção de

água, em aproximadamente 12%.

De acordo com BERALDO et al. (1998), na região basal do colmo é bem representativa

a ocorrência de células parenquimatosas, em detrimento dos feixes de fibras, que existem em

menor proporção. O parênquima é formado por células pouco rígidas, constituídas basicamente

de celulose e lignina, envolvendo cavidades (LIMA Jr. et al., 2000), que poderiam ser

responsáveis pela maior absorção de água nesta região, se comparada com as regiões do meio e

da ponta do colmo de bambu.

0

5

10

15

20

25

30

Abs

orçã

o (%

)

Base Meio Ponta

Região do Colmo

TE AA

Figura 94. Absorção de água em função das regiões da base, meio

e ponta de colmos de bambu, para os dois tratamentos empregados


98

4.3.2. Ensaio de compressão simples do bambu

Os dados de resistência à compressão simples, em MPa, avaliados de acordo com a

condição do colmo (com e sem nó) e associados às posições (base, meio e ponta), encontram-

se apresentados na Tabela 22 e na Figura 95.

Em relação à resistência à compressão, a análise dos dados revelou que não houve

interação (P>0,05) entre os fatores condição (com nó e sem nó) e região do colmo (base, meio

e ponta). Assim, verificou-se que os colmos com nó e sem nó, com valores de resistência

iguais a 57,58 e 59,96 MPa, respectivamente, não diferiram estatisticamente entre si (P>0,05).

Porém, considerando-se a região do colmo, constatou-se que a região basal

apresentou o menor valor de resistência à compressão simples média (52,03 MPa), enquanto

que as regiões do meio e da ponta, com resistências de 61,73 e 62,49 MPa, respectivamente,

não diferiram significativamente entre si, ao nível de 5% de probabilidade.

Tabela 22 – Resistência à compressão simples de corpos-de-prova de bambu, com nó e sem nó, tomados das regiões base, meio e ponta, e respectivos desvios-padrão

Resistência à compressão (MPa) Condição

Base Meio Ponta Média condição

Com nó 47,93 ± 11,18 60,57 ± 5,72 64,23 ± 7,95 57,58 ± 3,12 a

Sem nó 56,12 ± 6,62 62,89 ± 4,09 60,75 ± 7,37 59,96 ± 4,37 a

Média posição 52,03 ± 3,11 b 61,73 ± 4,79 a 62,49 ± 6,58 a 58,75 ± 2,74

Médias na mesma linha, seguidas da mesma letra minúscula, não diferem entre si (P>0,05), pelo teste t de Student. Médias na mesma coluna, seguidas da mesma letra maiúscula, não diferem entre si (P>0,05), pelo teste t de Student.


99

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

ncia

à

com

pres

são

(MPa

)

Base Meio Ponta

Região do colmo

Com nó Sem nó

Figura 95. Resistência à compressão simples de corpos-de-prova

de bambu, com nó e sem nó, tomados das regiões base, meio e ponta

Os valores obtidos para resistência à compressão simples estão próximos dos valores

de 56,65 MPa e 57,99 MPa, para as condições sem e com nó, respectivamente, relatados por

LIMA Jr et al. (2000), para a mesma espécie de bambu.

Por outro lado, TOLEDO e BARBOSA (1990) encontraram valores superiores àqueles

(79,2 MPa com nó, e 78,6 MPa sem nó), enquanto MOREIRA e GHAVAMI (1997) obtiveram,

como resultado, valores de 40,0 MPa, também para a espécie Dendrocalamus giganteus. A

variação de resistência mecânica do bambu, entre as espécies, é grande e, dentro de uma mesma

espécie, varia de acordo com a idade, umidade, condições de crescimento, dentre outros fatores

(TARGA e BALLARIN, 1991).

Segundo HIDALGO LOPEZ (1974), o valor da resistência à compressão do bambu é

muito menor que a resistência à tração, numa mesma espécie. A resistência à tração chega a ser

quatro vezes maior que a resistência à compressão. Já o módulo de elasticidade à compressão é

ligeiramente inferior ao módulo à tração. O autor apresentou valores médios de resistência à

compressão do bambu situados entre 56,25 e 86,30 MPa, e, para módulo de elasticidade, valores

médios entre 15.187 e19.900 MPa, obtidos para várias espécies de bambu.


100

A presença de nós não afetou os valores de resistência à compressão simples da espécie

de bambu ensaiada neste presente estudo, sendo esta constatação similar àquela encontrada por

ARGOLLO FERRÃO e SALGADO (1995).

Segundo LIMA JÚNIOR et al. (2000), o bambu é, por natureza, um material composto,

cujo colmo é formado por fibras, vasos e condutores de seivas, distribuídos numa espécie de

matriz, denominada parênquima. No ensaio de compressão, ao contrário do que ocorre no ensaio

de tração, o fator determinante da resistência do compósito é a matriz e não as fibras. Desta

forma, a mudança da direção das fibras na região do nó, pouco ou quase nada interfere na

resistência à compressão do bambu.

Com referência à posição no colmo, foram detectados valores de resistência menores

para a base, em relação aos encontrados no meio e na ponta, os quais, por sua vez, apresentaram

valores maiores, diferindo dos resultados alcançados por TOLEDO FILHO e BARBOSA (1990)

e ARGOLLO FERRÃO e SALGADO (1995), que não observaram diferenças significativas de

resistência entre as posições base, meio e ponta. Entretanto, trabalhando com bambu da espécie

Dendrocalamus giganteus, LOPES et al. (2000) observaram diferenças significativas entre as três

regiões, com os valores da base sendo estatisticamente menores que os do meio e da ponta, para

as espécies D. giganteus e Gigantochloa verticillatta, além de apresentarem, ainda, menores valores

de massa específica aparente, o que explicaria os menores valores de resistência à compressão

simples dos corpos-de-prova tomados da região basal do colmo.

A Figura 96 mostra etapas do ensaio de compressão simples de colmos de bambu,

desde o início do carregamento até a ruptura do corpo-de-prova, percebendo-se que a fissura do

colmo de bambu se dá na direção de suas fibras. Observa-se que, depois de cessada a aplicação

do carregamento (Figura97), o corpo-de-prova de bambu retorna à sua forma inicial.


101

Figura 96. Ensaio de compressão simples de corpos-de-prova de bambu

Figura 97. Detalhes dos corpos-de-prova de bambu após sua ruptura à

compressão simples


109

4.4. Ensaios aplicados ao solo-cimento reforçado com bambu

4.4.1. Ensaio de pull-out ou de arrancamento

Os ensaios de pull-out ou de arrancamento foram realizados para avaliar a resistência

de aderência do bambu ao solo-cimento.

Os dados da resistência ao arrancamento (resistência de aderência), em MPa, das

taliscas de bambu encravadas em solo-cimento, em função dos tratamentos aplicados e das

profundidades de ancoragem consideradas, para o ensaio de pull-out, estão apresentados na

Tabela 25 e Figura 105.

Constatou-se, na avaliação da resistência de aderência do ensaio de pull-out, que não

houve interação (P>0,05) entre os fatores tipos de tratamento (com e sem asfalto) e

profundidade de ancoragem (10, 20 e 30 cm). O valor da resistência de aderência foi maior

(P<0,01) nos corpos-de-prova sem tratamento asfáltico do que naqueles em foi utilizada a

impermeabilização com emulsão asfáltica mais areia, com valores, respectivamente, de 1,15 e

0,77 MPa. Observou-se também que os corpos-de-prova em que os bambus não tiveram

tratamento alcançaram uma resistência 49,35% maior do que aqueles tratados com emulsão

asfáltica mais areia.

Para o ensaio de pull-out, o tratamento das taliscas com emulsão asfáltica salpicada com

areia grossa apresentou um efeito negativo sobre a resistência de aderência das taliscas de bambu

encravadas no solo-cimento. Os valores decrescentes da resistência ao arrancamento,

inversamente proporcionais às profundidades de ancoragem, mostraram que, muito

provavelmente, as taliscas de bambu tratadas com emulsão asfáltica salpicada com areia grossa

mobilizaram pequenas tensões de aderência, rompendo por cisalhamento o vínculo entre a areia e

a emulsão asfáltica, e facilitando assim o deslocamento da talisca no ensaio de arrancamento.

No ensaio de pull-out, ao contrário do esperado, à profundidade de ancoragem de 30

cm, tanto para os tratamentos com asfalto (AA) como para os sem asfalto (TE), foram observados

valores inferiores aos correspondentes às profundidades de ancoragem de 10 e 20 cm (P<0,05),

devido ao fato das taliscas de bambu terem se rompido nos nós, antes mesmo de sofrerem

deslizamento.

A hipótese não comprovada mais plausível para explicar tal comportamento é a de que

as taliscas de bambu se romperam nos nós porque a resistência de aderência do bambu na matriz

de solo-cimento foi maior que a resistência à tração do próprio nó.


110

Tabela 25 – Resistência ao arrancamento de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento, no ensaio de pull-out

RESISTÊNCIA AO ARRANCAMENTO (MPa)

Profundidade de Ancoragem (cm) Tratamentos (média 3 repetições)

10 20 30 Média*

Sem asfalto (TE) 1,33 ± 0,15 1,37 ± 0,13 0,74 ± 0,13 1,15 ± 0,31a

Com asfalto (AA) 0,94 ± 0,14 0,84 ± 0,16 0,52 ± 0,02 0,77 ± 0,22b

Médias, na mesma coluna ou mesma linha, seguidas da mesma letra, não diferem estatisticamente pelo teste t de Student (P> 0,05)

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

Tens

ão d

e A

rran

cam

ento

(M

Pa)

10 20 30

Profundidade (cm)

Sem asfalto (TT) Com asfalto (AA)

Figura 105. Resistência ao arrancamento de taliscas de bambu

encravadas em solo-cimento, em ensaio de pull-out

A Figura 106 mostra o momento em que o corpo-de-prova do tratamento testemunha

(30TE2) foi submetido ao ensaio de arrancamento. Verificou-se que o corpo-de-prova apresentou

fissura na direção longitudinal, partindo-se totalmente, na ruptura, sob carga máxima de apenas 4

kN. Não foi encontrada explicação para o fato, visto que os outros dois exemplares do mesmo

tratamento, que não apresentaram esse problema, foram executados no mesmo dia, utilizando-se

os mesmos materiais, observando-se os mesmos procedimentos, tendo sido todos eles submetidos

à cura sob idênticas condições.


111

Figura 106. Corpo-de-prova 30TE1 durante o ensaio de arrancamento,

observando-se a fissura na direção longitudinal, antes e após a ruptura

A Figura 107 permite visualizar o corpo-de-prova de solo-cimento, após ruptura, assim

como o detalhe do deslocamento da talisca de bambu no seu interior. O valor desse

deslocamento, medido com auxílio de paquímetro digital, foi de 26 mm, maior do que o ocorrido

com as demais amostras, para 30 cm de profundidade de ancoragem.

Figura 107. Corpo-de-prova 30TE1 após a ruptura, observando-se na

parte inferior o deslocamento sofrido pela talisca de bambu


112

Com relação aos ensaios de tração utilizando corpos-de-prova de bambu com nó e sem

nó, KURIAN e ABDUL KALAN (1977) concluíram que o bambu com nó apresentou menor

resistência que a apresentada pelo bambu sem nó. TOLEDO e BARBOSA (1990) obtiveram

valores quase dobrados de resistência à tração de corpos-de-prova de bambu sem nó, em relação

aos exemplares com nó, para bambus da espécie D. giganteus. Já, de acordo com LIMA Jr. et al.

(2000), a tensão de ruptura à tração do bambu na região do nó, para a mesma espécie, chegou a

ser aproximadamente um terço do valor obtido com o bambu sem nó.

Provavelmente, para taliscas de bambu com largura maior que os dois centímetros

adotados neste ensaio, a resistência à tração no nó seria maior, evitando, conseqüentemente, o

rompimento da talisca naquela região, durante o ensaio de arrancamento.

As leituras das forças e dos deslocamentos foram obtidas para o estado limite de

aderência do bambu ao solo-cimento. Em nenhum das situações estudadas as taliscas foram

totalmente arrancadas dos corpos-de-prova nos quais estavam ancoradas.

Nas Figuras 108, 109 e 110 podem ser vistas as curvas de tensão x deslocamento das

taliscas de bambu, encravadas em corpos-de-prova de solo-cimento, fornecidas pelo ensaio de

pull-out, envolvendo taliscas sem nenhum tratamento (TE) e com tratamento impermeabilizante

(AA), nas profundidades de ancoragem de 10, 20 e 30 cm. Para cada profundidade de ancoragem

(10, 20 e 30 cm) e para cada tratamento (TE e AA), foram conduzidas três repetições (1, 2 e 3).

Para as curvas referentes ao tratamento testemunha (TE), nas profundidades de

ancoragem de 20 e de 30 cm, são apresentadas apenas duas repetições, pois houve perda de

corpos-de-prova devido a problemas com a leitura do relógio comparador (20TE1) e à quebra do

exemplar (30TE2), como já explicado anteriormente.

Constatou-se que as taliscas com tratamento asfáltico tiveram deslocamentos

superiores, em relação ao solo-cimento, aos das taliscas que não receberam tratamento

impermeabilizante. Esta diferença é ainda mais significativa para a profundidade de 30 cm, como

pode ser visto na Figura 110, onde o deslocamento não ultrapassou 3 mm, devido ao fato de ter

ocorrido ruptura das taliscas no nó.


113

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 3 6 9 12 15 18Deslocamento (mm)

Tens

ão (M

Pa)

10TE1 10TE2 10TE310AA1 10AA2 10AA3

Figura 108. Gráficos “tensão x deslocamento”, do ensaio de

pull-out, com três repetições, para os tratamentos sem asfalto (TE) e com asfalto (AA), na profundidade de ancoragem de 10 cm

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 3 6 9 12 15 18

Deslocamento (mm)

Tens

ão (M

Pa)

20AA1 20AA2 20AA320TE2 20TE3

Figura 109. Gráficos “tensão x deslocamento”, do ensaio de



114

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 3 6 9 12 15 18

Deslocamento (mm)

Tens

ão (M

Pa)

30AA1 30AA3 30TE1

30TE3 30AA2

Figura 110. Gráficos “tensão x deslocamento”, para o ensaio de


Os resultados estão em consonância com os relatados por LIMA JÚNIOR et al. (1996),

que concluíram ser o bambu, na condição natural, o que apresenta maior resistência ao

deslizamento, estando o mau desempenho do tratamento asfalto mais areia associado ao

cisalhamento do material impermeabilizante. Sob o ponto de vista do aumento de aderência,

ARGOLO FERRÃO e FREIRE (1995) não encontraram valores estatisticamente diferentes entre

os vários tratamentos aplicados às taliscas de bambu, encravadas em concreto, independente do

tratamento aplicado ou da profundidade de ancoragem adotada.

FERREIRA (2002), realizando ensaios de arrancamento de taliscas de bambu em

corpos-de-prova de concreto, encontrou, para o tratamento com piche mais areia, o valor médio

de 0,45 MPa para a tensão de arrancamento, inferior ao obtido para o bambu sem tratamento,

cujo valor médio foi de 0,70 MPa. O mau desempenho obtido pelo tratamento com piche mais

areia, segundo a autora, pode ser atribuído à consistência pastosa que o piche adquire quando

sujeito ao aumento de temperatura, ocorrido devido às reações químicas durante a cura do

concreto.


115

4.4.2. Ensaio de push-out ou de empuxamento

Os dados referentes à resistência ao empuxamento (MPa) das taliscas de bambu

encravadas no solo-cimento, para o ensaio de push-out, estão apresentados na Tabela 26 e Figura

111.

Tabela 26. Resistência ao empuxamento, com respectivos desvios-

padrão, em ensaio de push-out, de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento

Tratamentos (média 3 repetições)

Resistência ao Empuxamento (MPa)

Sem asfalto (TE) 1,81 ± 0,32a

Com asfalto (AA) 1,38 ± 0,16a

Médias, na mesma coluna, seguidas da mesma letra, não diferem estatisticamente pelo teste de Tukey (P> 0,05).

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

Tens

ão d

e em

puxa

men

to

(MPa

)

1 2 3

Repetições

Sem tratamento (TT) Com Tratamento (AA)

Figura 111. Resistência ao empuxamento, em ensaio de push-out,

de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento

No ensaio de push-out, os resultados encontrados mostraram que não houve diferença

significativa (P>0,05) da resistência ao empuxamento apresentada pelas taliscas tratadas com

emulsão asfáltica mais areia (1,81 MPa) e pelas que não receberam nenhum tratamento (1,38

MPa).


116

LIMA JÚNIOR et al. (1996a), avaliando a aderência de taliscas de bambu encravadas

em concreto, através de ensaios de push-out, encontraram, para taliscas sem nó, valores de

0,29 e 0,30 MPa, respectivamente, para taliscas sem tratamento e taliscas tratadas com asfalto

mais areia, não tendo observado, também, diferença estatisticamente significativa entre os dois

tratamentos.

Dentro deste contexto, os dados encontrados nesta pesquisa, utilizando taliscas de

bambu encravadas em solo-cimento, cuja resistência à compressão simples anotada foi de 9 MPa,

mostraram, também, valores de aderência superiores (1,38 e 1,81 MPa) àqueles obtidos por

LIMA JÚNIOR et al. (1996a), em ensaios de push-out aplicados a corpos-de-prova de

concreto. Estes autores, no entanto, mediram a força de empuxamento no momento em que a

talisca se deslocava 4 mm, enquanto que, no caso desta pesquisa, a força de empuxamento foi

medida até à ruptura total, que ocorria na condição limite de aderência, o que explicaria os

maiores valores encontrados.

As Figuras 112 e 113 apresentam as curvas tensão x deslocamento de taliscas de bambu

encravadas em corpos-de-prova de solo-cimento, obtidas através de ensaios de push-out, para os

tratamentos com asfalto e sem asfalto.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8

Deslocamento (mm)

Tens

ão (M

Pa)

TT 1 TT2 TT3

Figura 112. Curvas tensão x deslocamento, do ensaio de

push-out, com três repetições, para os tratamentos sem asfalto (TE) de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento


117

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8

Deslocamento (mm)

Tens

ão (M

Pa)

AA1 AA2 AA3

Figura 113. Curvas de tensão x deslocamento, do ensaio

de push-out, com três repetições, para os tratamentos com asfalto (AA), de taliscas de bambu encravadas em solo-cimento

Pelas análise das curvas de tensão x deslocamento, pode-se observar que as taliscas

tratadas com emulsão asfáltica mais areia tiveram um deslocamento superior ao apresentado

pelas taliscas em estado natural, quando submetidas à força de empuxamento.

SALGADO (2000) observou que a extração de uma talisca de bambu tratada com

alcatrão e areia, encravada em corpo-de-prova de concreto, exige maior força de arrancamento do

que as taliscas sem qualquer tratamento físico ou tratadas apenas com ranhuras na casca. O autor

salientou ainda que a camada de alcatrão não deve ser muito espessa, para não prejudicar a

aderência ao concreto, quando submetido a uma força de arrancamento.

Acredita-se que, no ensaio acima citado, o autor tenha conseguido aplicar uma película

mais fina de alcatrão, usado como material de revestimento da talisca, devido, talvez, à própria

característica do material empregado ou à maneira como foi aplicado, o que evitou que o material

de impermeabilização se rompesse, obtendo dessa forma uma melhor aderência.

Baseado nos resultados obtidos, em que a aplicação de emulsão asfáltica mais areia não

alcançou os resultados pretendidos de melhor aderência das taliscas de bambu em solo-cimento,

optou-se por trabalhar com as taliscas de bambu na sua condição natural, nos ensaios


118

subseqüentes de compressão simples de corpos-de-prova cilíndricos e de ensaios de vigas à

flexão.

4.4.3. Comprimento de ancoragem

Para o cálculo do comprimento de ancoragem, comprimento necessário para que o

bambu se rompa à tração antes que seja rompida a aderência entre o bambu e o solo-cimento,

utilizou-se a Formula 9 de acordo com LIMA JÚNIOR et al. (1996a).

ab

tbb el

elLτ

τ)..(..

+=

2 (9)

Onde:

L b = comprimento de ancoragem (cm);

τtb = resistência à tração do bambu (MPa);


e = espessura da talisca de bambu (cm);

τab = resistência de aderência do bambu (MPa).

Os valores de comprimento de ancoragem foram calculados considerando-se o valor de

170 MPa para resistência à tração do bambu e os maiores valores médios de tensão de

arrancamento, obtidos no ensaio de pull-out (1,15 MPa) e em ensaio de push-out (1,81 MPa),

encontrando-se valores respectivamente de 51 cm e de 29 cm.

4.4.4. Correlação entre as resistências de aderência de bambu em solo-cimento, obtidos em

ensaios de arrancamento e de empuxamento.

Baseado nos valores obtidos da resistência de aderência do bambu nos ensaios de

arrancamento e de empuxamento, determinou-se a correlação matemática entre os referidos

valores (Figura 114), com o objetivo de levantar-se uma possível associação entre essas duas

variáveis.


119

Ao final, determinou-se uma relação linear entre a tensão de empuxamento (x) e a

tensão de arrancamento (y), para taliscas de bambu tratadas com emulsão asfáltica mais areia e

em sua condição natural, encravadas em corpos-de-prova de solo-cimento, representada pela

equação y = - 0,1453 + 0,688x, e R2 = 0,4498, indicando este valor, baixíssima correlação entre

aqueles parâmetros.

y = 0,688x - 0,1453R2 = 0,4498

0,00

0,40

0,80

1,20

1,60

1,00 1,50 2,00 2,50

Tensão de empuxamento (MPa)

Tens

ão d

e ar

ranc

amen

to (M

Pa)

Figura 114. Correlação entre os dados de aderência de taliscas de bambu

engastadas em corpos-de-prova de solo-cimento, obtidos através de ensaios de empuxamento e de arrancamento

A resistência de aderência obtida no ensaio de arrancamento (pull-out test), com valores

de 1,15 e 0,77 MPa para os tratamentos sem e com asfalto, respectivamente, foi inferior à

resistência de aderência obtida no ensaio de empuxamento (push-out test), que foi

respectivamente de 1,81 e 1,38 MPa para taliscas na condição natural e taliscas tratadas com

emulsão asfáltica mais areia. Estes resultados já eram esperados, pois, de acordo com LIMA

JÚNIOR et al. (1996a), os valores obtidos no ensaio de push-out sempre seriam maiores que o

real, pelo fato de, ao ser comprimido, o bambu sofrer uma expansão lateral, o que provocaria um

aumento da força de atrito e conseqüentemente da tensão de aderência. Serão adotados, então, os


120

valores obtidos no ensaio de arrancamento (pull-out) como sendo os valores correspondentes à

resistência de aderência do bambu ao solo-cimento.

4.4.3. Ensaio de compressão simples de solo-cimento reforçado com bambu

Os dados correspondentes à média de três repetições da resistência à compressão

simples de corpos-de-prova de solo-cimento, sem e com reforço de bambu, em MPa, estão

apresentados na Tabela 27 e Figura 115.

Tabela 27. Resistência à compressão de corpos-de-prova de solo-cimento não reforçados e reforçados com taliscas de bambu, com seus respectivos desvios-padrão

Tratamentos (média 3 repetições)

Resistência à compressão simples (MPa)

Sem bambu (TC) 9,03 ± 0,98a

Com bambu (BC) 4,79 ± 0,56b

Médias, na mesma coluna, seguida de letras diferentes, diferem estatisticamente pelo teste de Tukey (P< 0,01)

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

Res

istê

ncia

à

com

pres

são

(MPa

)

1 2 3

Repetições

Com Bambu Sem Bambu

Figura 115. Resistência à compressão de corpos-de-prova de

solo-cimento reforçados e não reforçados com bambu


121

No ensaio de resistência à compressão simples, os resultados mostraram que houve

diferença significativa (P<0,01) entre os valores de resistência dos corpos-de-prova de solo-

cimento (9,03 MPa) e dos corpos-de-prova de solo-cimento armado com taliscas de bambu

(4,79 MPa).

Os corpos-de-prova de solo-cimento armados com taliscas de bambu, estribadas com

arame, apresentaram resistência à compressão quase 50% menor que a dos corpos-de-prova

não armados com bambu.

Em ensaio similar, KURIAN e ABDUL KALAM (1977) obtiveram o valor

experimental de 3,56 MPa para resistência à compressão simples de corpos-de-prova de solo-

cimento, executados com 10% de cimento, e reforçados com bambu. De acordo com os

referidos autores, o bambu não é muito eficiente como reforço à compressão por causa de sua

baixa resistência à compressão. A resistência à compressão do bambu corresponde a

aproximadamente 1/3 de sua resistência à tração, característica que o diferencia

consideravelmente do aço usado como reforço em concreto.

Mesmo depois de atingido o limite máximo de resistência à compressão, prosseguiu-

se com a aplicação de carga, no ensaio de compressão simples, até a total ruptura do corpo-de-

prova, sendo possível, desta forma, observar o comportamento das peças de reforço de bambu

(Figura 116). A Figura 117 mostra detalhes da ruptura da talisca de bambu, devido ao esforço

de compressão nela aplicado.

A talisca de bambu, ao ser comprimida, sofre uma flambagem, exercendo uma

compressão transversal na matriz de solo-cimento e contribuindo, desta forma, para a redução

da resistência à compressão do corpo-de-prova de solo-cimento reforçado com bambu, em

relação ao solo-cimento sem reforço. Observa-se pelo aspecto do bambu na Figura 117, que

não houve aderência entre o bambu e o solo-cimento.

Resultados e discussão

122

Figura 116. Detalhes da aplicação do ensaio de compressão simples ao corpo-de-prova de solo-cimento reforçado com bambu, até a ruptura total do corpo-de-prova..

Figura 117. Detalhe da talisca de bambu, depois de deformada, após a

aplicação do ensaio de compressão simples.


123

Neste ensaio, o processo de preparação dos corpos-de-prova, quando armados com

taliscas de bambu, foi de difícil execução, principalmente durante a fase de compactação,

devido ao reduzido espaço disponível no interior do corpo-de-prova após a colocação das

taliscas de bambu. Mesmo com a utilização de um soquete de diâmetro menor que o de

Proctor, especialmente fabricado para este fim, não foi possível o acesso eficiente a toda a área

do corpo-de-prova. Este fato leva a crer que não foi obtida uma compactação satisfatória, o

que poderia ter influenciado, de forma negativa, no resultado da resistência à compressão,

pois, de acordo com BARBOSA et al. (1997), aumentando-se a pressão de compactação de

um certo material, aumenta-se sua massa específica aparente seca e, por conseqüência, sua

resistência. Os referidos autores salientaram ainda que um material de menor massa específica

aparente seca não terá necessariamente menor resistência que a de outro material de maior

massa específica. A relação de proporcionalidade entre a resistência e a massa específica é

válida apenas para um mesmo material.

Neste sentido, GUETTALA et al. (2000), ao trabalharem com corpos-de-prova de

solo-cimento, compactados sob tensões de 5,0; 7,5; 10,0; 12,5; 15,0; 17,5 e 20,0 MPa,

constataram que a resistência à compressão cresceu com o aumento da força de compressão

até 17,5 MPa.

Segundo SOUZA et al. (1998), o aumento da resistência à compressão no solo-

cimento está relacionado ao teor de cimento, ao grau de compactação e ao tempo de cura. Em

ensaios com corpos-de-prova moldados com teores de 3, 5 e 7% de cimento, a resistência à

compressão aumentou em torno de 30% com a variação de 80 para 85% do grau de

compactação.

A resistência do solo-cimento apresenta considerável aumento com a idade do corpo-

de-prova. Neste sentido, FERREIRA e FREIRE (2002), em ensaios de compressão realizados

com corpos-de-prova cilíndricos de solo-cimento, com 10% de cimento, encontraram valores

de 2,1 e 4,1 MPa para as idades de 7 e 56 dias, respectivamente.

4.4.6. Ensaio de tração na flexão de vigas de solo-cimento sem reforço de bambu

Para o cálculo da tensão de ruptura à flexão das vigas de solo-cimento, sem reforço

de bambu, foram aplicadas as Fórmulas 10 e 11, respectivamente, para vigas submetidas a

carregamento central e a carregamento em dois pontos.


124

21 ..2..3hbLP

p =σ (10)

22 ..hbLP

p =σ (11)

Onde:

σ1p = tensão de ruptura para vigas submetidas a carregamento central (MPa);

σ2p = tensão de ruptura para vigas submetidas a carregamento em dois pontos

(MPa);

P = força aplicada (kN);

L = distância entre apoios (cm);

b = largura da base (cm);

h = altura (cm).

Os resultados do ensaio de tração na flexão referentes à tensão de ruptura para as

vigas de 10 x 15 x 50 cm3 com carregamento central (T1P), de 10 x 15 x 50 cm3 com

carregamento em dois pontos (T2P), e vigas de 20 x 10 x 50 cm3 (TCH) submetidas a

carregamento central, sem reforço de bambu, encontram-se na Tabela 28.

Tabela 28 - Tensões de ruptura em ensaios de tração na flexão de vigas de 10 x 15 x 50 cm3, submetidas a carregamento central (T1P) e a carregamento em dois pontos (T2P), e de vigas de 20 x 10 x 50 cm3 (TCH), ensaiadas com carregamento central, sem reforço de bambu

Tipos de viga Tensão de flexão (MPa)

10 x 15 x 50 cm3 –T1P (carregamento central)

2,68 ± 0,20a

10 x 15 x 50 cm3 – T2P (carregamento dois pontos)

1,72 ± 0,17b

20 x 10 x 50 cm3 – TCH (carregamento central)

1,87 ± 0,13b

Médias, na mesma coluna, seguidas da mesma letra, não diferem estatisticamente pelo teste de Duncan (P>0,05).


125

Nos ensaios de tração na flexão, os resultados mostraram que, ao nível de 95% de

probabilidade estatística, o valor médio da tensão de ruptura (2,68 MPa) suportada pela viga

de 10 x 15 x 50 cm3, submetida a carregamento central, foi significativamente maior que a

tensão de ruptura da viga de mesmas dimensões, sujeita a carregamento em dois pontos (1,72

MPa). O valor médio da máxima tensão de ruptura (1,87 MPa), aplicada nas vigas de 20 x 10

x 50 cm3, foi menor que o valor obtido para a viga de 10 x 15 x 50 cm3, com carregamento

central (2,68 MPa).

As Figuras 118 e 119 mostram, respectivamente, os gráficos de carga x

deslocamento das vigas de 10 x 15 x 50 cm3, com reforço e sem reforço de bambu, submetidas

a carregamento central, em ensaio de tração na flexão.

Na Figura 120 estão apresentadas as curvas “carga x deslocamento”, com seis

repetições, para as vigas de 10 x 15 x 50 cm3, com reforço de bambu e carregamento em dois

pontos. A Figura 121 mostra as curvas “carga x deslocamento”, com três repetições, para as

vigas de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, com carregamento em dois pontos, em

ensaio de flexão.

Os gráficos “carga x deslocamento” para as vigas de 20 x 10 x 50 cm3, ensaiadas

com quatro repetições, com reforço de bambu e carregamento central, obtidos em ensaios de

tração na flexão, estão apresentados na Figura 122. A Figura 123 mostra os gráficos “carga x

deslocamento” para as vigas de 20 x 10 x 50 cm3, ensaiadas com três repetições, sem reforço

de bambu e com carregamento central.

Pela análise dos gráficos de carga x deslocamento, percebe-se que o rompimento das

vigas sem reforço de bambu ocorreu de forma repentina, quando submetidas ao esforço de

flexão, enquanto que as vigas reforçadas com bambu não tiveram o mesmo comportamento.


126

0

2

4

6

8

10

12

14

0 0,5 1 1,5 2

Deflexão (mm)

Car

ga (k

N)

B1P1 B1P2 B1P3B1P4 B1P5 B1P6

Figura 118. Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na

flexão, com seis repetições, para as vigas de 10 x 15 x 50 cm3 com reforço de bambu e carregamento central

0

2

4

6

8

10

12

14

0 0,5 1 1,5 2

Deflexão (mm)

Car

ga (k

N)

T1P1 T1P2 T1P3


flexão, com três repetições, para as vigas de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, e carregamento central


127

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 0,5 1 1,5 2

Deflexão (mm)

Car

ga (k

N)

B2P1 B2P3 B2P4 B2P5 B2P6

Figura. 120. Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na flexão,

com seis repetições, para as vigas de 10 x 15 x 50 cm3, com reforço de bambu e carregamento em dois pontos

0

2

4

6

8

10

12

14

0 0,5 1 1,5 2

Deflexão (mm)

Car

ga (k

N)

T2P1 T2P2 T2P3


flexão, com três repetições, para as vigas 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, e carregamento em dois pontos


128

0

2

4

6

8

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Deflexão (mm)

Car

ga (k

N)

BCh1 BCh2BCh3 BCh5

Figura 122. Gráfico “carga x deslocamento”, do ensaio de tração na

flexão, para as vigas de 20 x 10 x 50 cm3, ensaiadas com quatro repetições, com reforço de bambu e com carregamento central

0

2

4

6

8

0 0,5 1 1,5 2 2,5Deflexão (mm)

Car

ga (k

N)

TCh1 TCh3 TCh4

Figura 123.Gráfico “carga x deflexão”, do ensaio de tração na

flexão, para as vigas de 20 x 10 x 50 cm3, ensaiadas com três repetições, sem reforço de bambu e com carregamento central


129

4.4.7. Módulo de elasticidade do solo-cimento

Determinou-se o módulo de elasticidade do solo-cimento por meio da fórmula (12),

baseado nos resultados de flechas obtidas nos ensaios de tração na flexão de vigas de 10 x 15 x

50 cm3, sem reforço de bambu, submetidas a carregamento central.

IfLP

..48. 3

=Ε (12)

Onde:

E = módulo de elasticidade (MPa);

P = carga aplicada (kN);

L = distância entre apoios (cm);

f = deslocamento (flecha) (cm);

I = momento de inércia (cm4).

O valor médio encontrado para o módulo de elasticidade do solo-cimento foi de 959

MPa, enquanto que o valor médio do módulo de elasticidade do bambu em ensaios de tração,

neste trabalho, foi de 29.060 MPa.

Baseado nos valores do módulo de elasticidade dos dois materiais, foi calculada a

relação entre eles (Fórmula 13), cujo valor encontrado foi igual a 30, ou seja:

sc

bnΕΕ

=

(13)

Onde:

n = relação entre o módulo de elasticidade do bambu e o módulo de elasticidade do

solo-cimento;

Eb = módulo de elasticidade do bambu (MPa);

Esc = módulo de elasticidade do solo-cimento (MPa).


130

4.4.8. Cálculo dos esforços em vigas reforçadas com bambu

Uma estrutura é heterogênea, em relação aos materiais que a compõem, quando

constituída de dois ou mais materiais diferentes. Portanto, o concreto armado e as vigas de

solo-cimento reforçadas com bambu são considerados estruturas heterogêneas.

A Figura 124 mostra o desenho esquemático da viga 10 x 15 x 50 cm3. As taliscas de

bambu, utilizadas para reforço do solo-cimento, tinham dimensões médias de 2,8 cm de altura

e 1,0 cm de largura, e foram colocadas a 3 cm de altura em relação à base da viga. Então, o

valor de d (distância do eixo da talisca de bambu ao topo da viga) foi igual a 10,60 cm.

Figura 124. Seção transversal da viga de solo-cimento reforçada com bambu, de 10 x

15 x 50 cm3

As vigas de solo-cimento de 20 x 10 x 50 cm3, reforçadas com taliscas de bambu,

apresentaram tamanhos médios de 3,10 cm de altura e 1,14 cm de largura, e foram colocadas a

3 cm de altura em relação à base da viga, de acordo com o corte esquemático da Figura 125.

Neste caso, o valor de d (distância do eixo da talisca de bambu ao topo da viga) foi igual a

6,40 cm.

A’sc

Ab

Asc


131

Figura 125. Seção transversal da viga de 20 x 10 x 50 cm3, de solo-cimento reforçada com bambu

Nas vigas compostas, ao contrário do que ocorre nas estruturas homogêneas, a linha

neutra não equivale à metade da altura, sendo necessário o cálculo do valor de x (nova posição

da linha neutra) e novo valor do momento de inércia.

No cálculo da nova posição da linha neutra foi usada a equação (13):

b

b

nAbhdAnhbx

++

=...., 250 (13)

Onde:

x = posição da linha neutra (cm);

b = base da viga (cm);

h = altura da viga (cm);

n = relação entre os módulos de elasticidade do bambu e do solo-cimento;

Ab = soma das áreas das taliscas de bambu (cm2);

d = distância da parte superior da viga ao centro da talisca de bambu (cm).

Na Tabela 29 estão listados os valores encontrados para a linha neutra e para o

momento de inércia, referentes às áreas com solo-cimento sujeitas à compressão (A’) e áreas

com bambu submetidas à tração (A), das vigas de 10 x 15 x 50 cm3 e de 20 x 10 x 50 cm3,

submetidas ao carregamento central.

A’sc

Ab

Asc


132

Tabela 29. Valores da linha neutra, do momento de inércia e distância do eixo do bambu à linha neutra das vigas de 10 x 15 x 50 cm3 e de 20 x 10 x 50 cm3

Vigas Linha neutra (cm)

Distância do eixo do bambu à linha

neutra (cm) Momento de inércia

(cm4)

Viga 10 x 15 x 50 cm3 9,12 1,48 3567,57

Viga 20 x 10 x 50 cm3 5,72 0,68 1867,45

Acima da linha neutra (área A’), a seção está sendo comprimida e, abaixo da linha

neutra (área A), tracionada. Tem-se que, nesta área, a tensão de ruptura à tração do solo-

cimento é desprezível, sendo todo o esforço atuante de tração suportado unicamente pelo

bambu.

Para o cálculo das tensões internas nas respectivas áreas foram usadas as Fórmulas

14 e 15, apresentadas a seguir.

IyM SC

sc.

=σ (14)

IyMn b

b.

=σ (15)

Onde:

σsc = tensão de compressão do solo-cimento na borda superior da seção A’(MPa);

σb = tensão de tração no bambu (A) (MPa);

M = momento fletor;

ysc = distância da linha neutra à borda superior (cm);

yb = distância do eixo do bambu à linha neutra (cm);

n = relação entre os módulos de elasticidade do bambu e do solo-cimento (30);

I = momento de inércia (cm4)

Os resultados teóricos de tensões máximas nas vigas de 10 x 15 x 50 cm3,

submetidas a carregamento central e a carregamento em dois pontos, e de vigas de 20 x 10 x


133

50 cm3, ensaiadas com carregamento central, reforçadas com taliscas de bambu, encontram-se

na Tabela 30.

Tabela 30. Tensões teóricas em vigas de 10 x 15 x 50 cm3, submetidas a carregamento central e a carregamento em dois pontos, e em vigas de 20 x 10 x 50 cm3, submetidas a carregamento central, para as áreas sujeitas à compressão e à tração.

Vigas Tensão (MPa) σsc

Tensão (MPa) σb

Viga 10 x 15 x 50 cm3

(Carregamento central) 2,18 ± 1,02 10,63 ± 4,95

Viga 10 x 15 x 50 cm3

(Carregamento em dois pontos) 1,75 ± 0,63 8,50 ± 3,05

Viga 20 x 10 x 50 cm3

(carregamento central) 1,26 ± 0,50 4,51 ± 1,78

Os valores encontrados para tensão de ruptura nos ensaios de tração do bambu foram de

236,83 e 108,58 MPa, respectivamente, para bambu sem nó e bambu com nó, sendo o valor

médio igual a 172,71 MPa. Nas vigas de solo-cimento com reforço de bambu, os valores da

tensão de ruptura à tração do bambu foram bem menores, alcançando valores médios de 10,63

MPa para vigas de 10 x 15 x 50 cm3, com carregamento central, e de 8,50 MPa com

carregamento em dois pontos. Para as vigas de 20 x 10 x 50 cm3, com carregamento central, foi

encontrado o valor médio de 4,51 MPa, para tensão de tração. Os valores mostraram que, nas

vigas reforçadas, o bambu foi solicitado à tração com valores bem abaixo de sua capacidade de

resistência.

Nos ensaios de tração na flexão de vigas de solo-cimento armadas com bambu, a

resistência teórica à tração máxima a ser usada em projetos de engenharia foi calculada pela

Fórmula 16, proposta por KURIAN e ABDUL KALAM (1977):

Splat ..ττ =

(16)

Onde:

τt = máxima resistência à tração do bambu (kgf/cm²), limitada a 2100 kgf/cm2;


134

τa = máxima resistência de aderência do bambu, obtida em ensaios de arrancamento

(kgf/cm2);

l = comprimento crítico de encravamento (profundidade de ancoragem) do bambu no

solo-cimento (cm);

p = perímetro total da talisca de reforço (cm);

S = seção transversal da talisca de reforço (cm²).

A tensão admissível à tração, segundo KURIAN e ABDUL KALAM (1977), deve ser

considerada como sendo 1/3 da tensão de ruptura à tração e limitada a 700 kgf/cm2.

Os valores da tensão de ruptura à tração do bambu usado como reforço em vigas de

solo-cimento, estão apresentados na Tabela 31.

Tabela 31 – Tensão de ruptura à tração na flexão do bambu usado como reforço em vigas de solo-cimento (kgf/cm2)

Vigas Tensão de tração do bambu (σt) (MPa)

Viga 10 x 15 x 50 cm3

(Carregamento central) 279,24 ± 12,26

Viga 10 x 15 x 50 cm3

(Carregamento em dois pontos) 293,67 ± 12,03

Viga 20 x 10 x 50 cm3

(Carregamento central) 250,43 ± 11,68

Nas Figuras 126 e 127 podem ser vistas as etapas inicial e final do ensaio de tração

na flexão aplicado à viga T1P1, de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu e com

carregamento central. Durante o ensaio, não foi possível a retirada do relógio comparador

antes da ruptura da viga, pois como se tratava da primeira viga a ser ensaiada, desconhecia-se

o valor da carga máxima à qual a mesma suportaria. Foi observado que as vigas sem reforço

de bambu, mesmo suportando cargas máximas de ruptura similares às das vigas com reforço

de bambu, sofreram colapso brusco, rompendo-se totalmente.


135

Figura 126. Ensaio de tração na flexão da viga de 10 x 15 x 50 cm3, sem

reforço de bambu, mostrando o momento da colocação do relógio comparador.

Figura 127. Ensaio de tração na flexão da viga de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço

de bambu, mostrando a viga após colapso.


136

A Figura 128 mostra a segunda viga de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu,

rompida sob carregamento central. O rompimento deu-se de uma só vez, de maneira brusca,

sem apresentar qualquer fissuração.

Figura 128. Viga de 10 x 15 x 50 cm3, sem reforço de bambu, rompida sob

carregamento central.

A Figura 129 mostra uma seqüência de fotos do ensaio de tração na flexão em vigas

de 10 x 15 x 50 cm3 (B1P1), com reforço de bambu e sob carregamento central.

Observou-se que as vigas sem reforço de bambu (Figuras 127 e 128), mesmo

atingindo valores de tensão de ruptura semelhantes aos das vigas com reforço de bambu,

sofreram um colapso brusco, rompendo-se totalmente. No entanto, as vigas com reforço de

bambu (Figura 129), mesmo fissuradas e deformadas, mantinham-se íntegras às custas do

reforço de bambu, fato este que pode ser comprovado pela análise dos gráficos de carga x

deslocamento (Figuras 118 e 119).


137

Figura 129. Seqüência de fotos do ensaio de tração na flexão da viga de10 x 15 x 50 cm3

com reforço de bambu, mostrando a viga após a ruptura


138

O reforço de vigas de solo-cimento com taliscas de bambu levou o corpo-de-prova a

se romper à tração na flexão por colapso parcial, após fendilhamento, e não de forma brusca e

repentina, característica da ruptura frágil ocorrida nas vigas sem reforço de bambu.

As taliscas de bambu encravadas na matriz de solo-cimento, após serem solicitadas à

tração na flexão, sofreram deslizamento em relação às extremidades das vigas, como pode ser

visto na Figura 130, caracterizando falta de aderência.

Figura 130. Seqüência de fotos do ensaio de tração na flexão da viga B2P2, reforçada com bambu e carregada em dois pontos

Tanto para as vigas ensaiadas com carregamento central (Figuras 131 e132) como para

as vigas submetidas ao carregamento em dois pontos (Figura 130), a ocorrência de fissuras e a

ruptura do solo-cimento se deram no centro da viga.


139

Figura 131. Vigas 10 x 15 x 50 cm3, reforçadas com bambu e

carregamento central, após a retirada do relógio comparador, percebendo-se a deformação no centro da viga.

Figura 132. Detalhe da fissura bem no centro de viga de 10 x 15 x

50 cm3, reforçada com bambu e com carregamento central, submetida ao ensaio de tração na flexão.


140

Na viga B1P4 (Figura 133), com carregamento central, observou-se primeiramente o

aparecimento de fissuras horizontais antes do aparecimento da ruptura central. A fissura

horizontal ocorreu no limite da primeira camada de compactação onde estava colocada a talisca

de bambu, provavelmente devido à insuficiente falta de aderência entre o bambu e a matriz de

solo-cimento.

Figura 133. Seqüência de fotos do ensaio de tração na flexão da

viga B1P4 submetida a carregamento central, mostrando detalhe da fissura horizontal

Conclusões

141

5. CONCLUSÕES

Dentro das condições em que o trabalho foi realizado, e após análise e discussão dos

dados experimentais obtidos, os resultados permitiram concluir que:

5.1. Solo-cimento:

• a resistência à compressão simples de corpos-de-prova de solo-cimento aumentou com

o acréscimo do teor de cimento e tempo de cura, alcançando um valor médio máximo

de 6,62 MPa, aos 28 dias, para o teor de 14% de cimento;

• não houve diferença significativa entre os valores da massa específica aparente seca e

os do grau de compactação dos diferentes tratamentos com cimento;

• corpos-de-prova de solo-cimento moldados com 14% de cimento apresentaram valores

médios de resistência à tração na compressão diametral iguais a 3,46 e 5,67 MPa, aos 7

e 28 dias, respectivamente.

5.2. Bambu:

• o tratamento do bambu com emulsão asfáltica mais areia grossa reduziu a variação

dimensional e a absorção de água dos corpos-de-prova de bambu;

• não foi constatada diferença estatística entre os valores de resistência à compressão

simples de corpos-de-prova de bambu, com e sem nó; se consideradas as posições

base, meio e ponta; o menor valor de resistência esteve relacionado à base do colmo

que, por sua vez, apresentou também o maior valor de absorção de água;

• taliscas de bambu sem nó foram duas vezes mais resistentes à tração direta do que as

taliscas com nó;

Conclusões

142

• o módulo de elasticidade à tração das taliscas de bambu ensaiadas apresentou valores

de 36.674 e 21.446 MPa para taliscas sem nó e com nó, respectivamente.

5.3. Corpos-de-prova de solo-cimento reforçados com bambu:

• o ensaio de pull-out ou de arrancamento revelou que o tratamento das taliscas de

bambu com emulsão asfáltica salpicada com areia grossa apresentou um efeito

negativo sobre a resistência de aderência do bambu com a matriz de solo-cimento,

reduzindo seu valor aproximadamente à metade;

• no caso do ensaio de push-out ou de empuxamento, os resultados mostraram que não

houve diferenças significativas entre os valores da resistência de aderência das taliscas

de bambu, encravadas na matriz de solo-cimento, qualquer que fosse o tratamento

empregado (com ou sem revestimento asfáltico mais salpicadura de areia);

• os valores de resistência de aderência do bambu em matriz de solo-cimento, obtidos

através de ensaios de pull-out e de push-out, não apresentaram correlação satisfatória

entre si, sendo, todavia, o ensaio de pull-out o mais adequado para a avaliação da

aderência.

5.4. Vigas de solo-cimento reforçadas com bambu:

• Nas vigas de solo-cimento reforçadas com bambu, os esforços solicitantes de tração na

flexão aos quais o bambu foi submetido foram muito inferiores à sua capacidade de

resistência;

• as resistências teóricas máximas à tração na flexão, calculadas para vigas de solo-

cimento armadas com bambu, foram superiores àquelas relatadas pela literatura.

5.5. Conclusões gerais:

• de um modo geral, o tratamento do bambu com emulsão asfáltica mais salpicadura de

areia não correspondeu às expectativas no que diz respeito à melhoria da aderência do

bambu na matriz de solo-cimento;

Conclusões

143

• o reforço de vigas de solo-cimento com taliscas de bambu levou o corpo-de-prova a se

romper à tração na flexão por colapso parcial e não de forma brusca e repentina;

• outras formas de tratamento do bambu, visando aumentar sua aderência com o solo-

cimento, deverão ser estudadas e pesquisadas a fim de superar algumas dificuldades

encontradas neste trabalho.

Anexo

155

ANEXO

VIGAS COMPOSTAS: BAMBU / SOLO-CIMENTO

Cálculo da posição da Linha Neutra (LN)

onde:

sc – solo-cimento

b – bambu

A – área tracionada

E – módulo de deformação longitudinal

x - posição da linha neutra

LN – linha neutra

A’ – área comprimida

A’sc

Ab

Asc

Anexo

156

Hipóteses:

1. Seções planas permanecem planas após a deformação;

2. As deformações nas fibras adjacentes são independentes;

3. Não há deslizamento relativo bambu/solo-cimento;

4. Tensões proporcionais às deformações;

5. Solo-cimento resiste à tração.

Σ Mx = 0

Somatório dos momentos estáticos de área em relação à linha neutra é igual a zero.

0).(2

)(2

.' =−−−

− xdAxhAxA bscsc

(1)

bA = área de solo-cimento equivalente a Ab

bA deve ser entendida como área de solo-cimento que, submetida a uma força F,

apresente deformação igual à uma determinada área de bambu (Ab), solicitada pela mesma

força. Isto é, hipótese (3):

Eb = Esc (2)

Da hipótese (4) tem-se que:

Eb =b

b

Εσ

(3)

Esc = sc

sc

Εσ

(4)

Anexo

157

Substituindo (3) e (4) em (2), tem-se:

sc

sc

b

b

Ε=

Εσσ

scsc

bb σσ .

ΕΕ

= (5)

O quociente Eb / Esc será chamado n (razão modular). Daí:

scb n σσ .= (6)

Como a tensão é inversamente proporcional à área, pois

AF

=σ

tem-se:

scb AFn

AF

.=

Então:

bsc AnA .. =

Ou seja:

bb AnA .=

Retornando à expressão (1) tem-se:

021

2=−−−− ).(.).(.' xdAnxhAxA bscsc

onde:

Anexo

158

bxA sc ='

).( xhbAsc −=

Segue-se que :

022

22

=−−−− ).()( xdnAxhbbxb

0222

222

=+−+−− xnAdnAxhxhbbxbb.).(

0222

222

=+−−+− xnAdnAbxbhxbhbxbb

b

b

nAbhdnAbhx

++

=250,

(7)

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS FACULDADE DE...

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